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CENTRO FEDERAL DE EDUCAÇÃO TECNOLÓGICA DO MARANHÃO
COORDENAÇÃO DE PÓS-GRADUAÇÃO
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA DE MATERIAIS
INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS DE SOLDAGEM NA
SENSITIZAÇÃO DE JUNTAS SOLDADAS EM AÇO INOXIDÁVEL
AUSTENÍTICO AISI 316 SOLDADAS PELO PROCESSO TIG
Aluno: Wilman Eduardo Italiano Ferreira
São Luís-MA
2008
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CENTRO FEDERAL DE EDUCAÇÃO TECNOLÓGICA DO MARANHÃO
COORDENAÇÃO DE PÓS-GRADUAÇÃO
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA DE MATERIAIS
INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS DE SOLDAGEM NA
SENSITIZAÇÃO DE JUNTAS SOLDADAS EM AÇO INOXIDÁVEL
AUSTENÍTICO AISI 316 SOLDADAS PELO PROCESSO TIG
Wilman Eduardo Italiano Ferreira
Dissertação apresentada ao Programa
de Pós-Graduação em Engenharia de
Materiais como requisito para a
obtenção do título de MESTRE em
ENGENHARIA DE MATERIAIS.
Orientador: Dr. Valdemar Silva Leal
Co-orientador: Dr. Auro Atshushi Tanaka
Agência Financiadora: (CAPES)
São Luís-MA
2008
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Ferreira, Wilman Eduardo Italiano.
Influência dos Parâmetros de soldagem na sensitização de juntas soldadas
em aço inoxidável austenítico AISI 316 soldadas pelo processo TIG/ Wilman
Eduardo Italiano Ferreira. - São Luís, 2008.
84.:il.
Dissertação (Mestrado em Engenharia de Materiais) – Curso de Engenharia
de Materiais. Centro Federal de Educação Tecnológica do Maranhão, 2008.
1. Aço Inoxidável 2.Soldagem 3.Corrosão I.Título
CDU: 669.14.018.8
DEDICATÓRIA
Dedico esse trabalho aos meus pais Maria de Jesus Italiano Ferreira e
Wilmar Lopes Ferreira pelo apoio incondicional e ajuda nos momentos mais
difíceis.
CURRICULUM VITAE
Mestre em Engenharia de Materiais pelo Centro Federal de Educação
Tecnológica do Maranhão - CEFET-MA (2008), Licenciatura em Física pela
Universidade Federal do Maranhão - UFMA (2005).
i
MEMBROS DA BANCA EXAMINADORA DA DISSERTAÇÃO DE MESTRADO
DE WILMAN EDUARDO ITALIANO FERREIRA
APRESENTADA AO PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA
DE MATERIAIS, DO CENTRO FEDERAL DE EDUCAÇÃO TECNOLÓGICA
DO MARANHÃO, EM (DATA: 29 de Novembro de 2008).
BANCA EXAMINADORA:
________________________________________
PROF. Dr. VALDEMAR SILVA LEAL
ORIENTADOR
CEFET-MA
_________________________________________
PROF. Dr. KLEBER MENDES DE FIGUEIREDO
CEFET-MA
________________________________________
PROF. Dr. AYRTON DE SÁ BRANDIM
CEFET-PI
ii
iii
AGRADECIMENTOS
A Deus por permitir que pudesse chegar a esse momento.
Aos meus pais Wilmar Lopes Ferreira e Maria de Jesus Italiano Ferreira,
minha irmã Wilmara Italiano Ferreira por todo incentivo nas horas difíceis.
Meu filho Carlos Eduardo Veras Ferreira e Michelle Ribeiro Veras por
toda a segurança e incentivo.
Ao Prof. Dr. Valdemar Silva Leal pelo acompanhamento, orientação e
discussão realizada durante o desenvolvimento do trabalho científico, Ao Prof.
Dr. Antonio Ernandes M. Paiva e Aluisio Alves Cabral por todo o apoio dado e
colaboração na resolução de problemas que surgiram durante a
complementação do curso.
A Metalma através do seu proprietário, José de Ribamar barros Jr. pela
disponibilização do material. Aos professores Dr.(a) Regina Célia de Sousa e
Dr. Auro Atshushi Tanaka pela disponibilização dos seus respectivos
laboratórios para a realização da parte experimental do trabalho de pesquisa.
A todos os amigos que colaboraram direta ou indiretamente em especial
Minéia, Éden, Vanda, Ana Rosa, Içamira, Rialberth.
A Capes pela bolsa de mestrado concedida, ao CEFET-MA, REMULT
(Rede Multitarefas de Materiais Especiais do Norte e Nordeste), FINEP
que
foram de fundamental importância para a realização deste trabalho.
iv
v
RESUMO
O aço inoxidável austenítico AISI 316 é utilizado nas indústrias do petróleo e gás,
aeronáutica, da criogenia e farmacêutica por possuir elevada resistência à
corrosão, excelente propriedades mecânica e boa soldabilidade. As aplicações
desse tipo de aço inoxidável em campo muitas das vezes requerem
procedimentos de soldagem, no entanto, a resistência à corrosão desses materiais
é influenciada pelos parâmetros utilizados na soldagem o que podem ocasionar
susceptibilidade à precipitação de carbonetos de cromo (Cr
23
C
6
) nos contornos de
grão. O presente trabalho teve por objetivo estudar a influência dos parâmetros de
soldagem na sensitização da zona termicamente afetada (ZTA) de um aço
inoxidável austenítico AISI 316 soldado pelo processo de soldagem TIG. Para
avaliar a sensitização, foi utilizada a técnica eletroquímica de reativação
potenciocinética de ciclo duplo (DL-EPR), microscopia óptica (MO) e microscopia
eletrônica de varredura (MEV). As diferentes energias de soldagem e o ciclo
térmico ocorrido durante a soldagem ocasionaram a sensitização na ZTA para
ambas as condições de resfriamento ar e água, além disto, quanto maior a energia
de soldagem maior o grau de sensitização (G
s
) apresentado pelo aço inoxidável
316. Para a pior condição de soldagem foi realizado um tratamento térmico de
solubilização para prevenir a sensitização, sendo demonstrado através do ensaio
DL-EPR e análises microscópicas que esse tratamento é eficiente para diminuir a
precipitação (Cr
23
C
6
) diminuindo o G
s
. A técnica DL-EPR é um método muito
eficaz para analisar o G
s
dos aços inoxidáveis austeníticos.
Palavras chave: aço inoxidável AISI 316, Soldagem TIG, Microdureza e
Sensitização.
vi
vii
INFLUENCE OF WELDING PARAMETERS OF THE MECHANICAL
PROPERTIES OF MICROHARDNESS AND CORROSIVE OF THE WELD OF A
AUSTENITIC STAINLESS STEEL AISI 316
ABSTRACT
The AISI 316 austenitic stainless steel is used in industries from oil and gas,
aeronautics, the cryogenics and pharmaceuticals for having high corrosion
resistance, excellent mechanical properties and good weldability. The applications
of this type of stainless steel in the field and often require welding procedures,
however, the corrosion resistance of these materials is influenced by the
parameters used in welding which can cause susceptibility to precipitation of
carbides of chromium (Cr
23
C
6
) in the contours of grain. This study aimed to
investigate the influence of welding parameters in sensitização the heat affected
zone (ZTA) from an AISI 316 austenitic stainless steel welded by TIG welding
process. To assess the sensitização, we used the technique double-loop of
electrochemical reactivation potentiokinetic (DL-EPR), optical microscopy (OM)
and scanning electron microscopy (SEM). The different energies of welding and
thermal cycle occurred during welding caused the sensitização the ZTA for both
conditions of cooling air and water, addition, the higher the energy of welding
greater the degree of sensitização (Gs) from the 316 stainless steel. For the worst
condition of welding heat treatment was carried out to prevent the dissolution of
sensitização, as demonstrated by testing DL-EPR and microscopic analysis that
this treatment is effective at reducing the precipitation (Cr
23
C
6
) reducing the G
s
.
The technique DL-EPR is a very effective method to analyze the Gs of austenitic
stainless steels.
Key words: AISI 316 stainless steel AISI 316, TIG Welding, Microhardness and
Intergranular corrosion.
viii
i
x
PUBLICAÇÕES
FERREIRA, W.E.I.; MELO, M.S.; TANAKA, A.A.; SOUSA, R.C.; LEAL, V.S.
EFEITO DOS PARÂMETROS DE SOLDAGEM TIG NO COMPORTAMENTO DA
CORROSÃO INTERGRANULAR DE UM AÇO INOXIDÁVEL AUSTENÍTICO AISI
316. In: CONGRESSO BRASILEIRO DE CIÊNCIA E ENGENHARIA DE
MATERIAIS - CBECIMat. Anais: Porto de Galinhas – PE, Novembro, 2008
x
x
i
ÍNDICE DE ASSUNTOS
Pág.
BANCA EXAMINADORA.................................................................................. i
AGRADECIMENTO.......................................................................................... iii
RESUMO.......................................................................................................... v
ABSTRACT....................................................................................................... vii
PUBLICAÇÔES................................................................................................ ix
ÍNDICE DE ASSUNTOS................................................................................... xi
ÍNDICE DE TABELAS....................................................................................... xv
ÍNDICE DE FIGURAS....................................................................................... xvii
SÍMBOLOS E ABREVIAÇÕES......................................................................... xxi
1 INTRODUÇÃO.............................................................................................. 1
2 JUSTIFICATIVA............................................................................................ 3
3 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA......................................................................... 5
3.1 Aços Inoxidáveis........................................................................................ 5
3.1.1 Aços inoxidáveis martensíticos............................................................... 6
3.1.2 Aços inoxidáveis ferríticos...................................................................... 6
3.1.3 Aços duplex............................................................................................ 6
3.1.4 Aços inoxidáveis endurecíveis por precipitação.................................... 7
3.1.5 Aços inoxidáveis austeníticos................................................................ 7
3.2 Influência dos Elementos Composicionais nas Ligas Fe-Cr-Ni................ 12
3.3 Propriedades Mecânicas das Ligas Fe-Cr-Ni............................................ 13
3.4 Metalurgia da Soldagem dos Aços Inoxidáveis Austeníticos..................... 14
x
ii
3.4.1 Estrutura do metal de solda dos aços inoxidáveis austeníticos............. 14
3.4.2 Fenômeno da formação de trincas......................................................... 15
3.4.3 Alterações microestruturais na zona termicamente afetada.................. 16
3.5 Soldabilidade dos Aços Inoxidáveis Austeníticos..................................... 17
3.6 Soldagem dos Aços Inoxidáveis................................................................ 18
3.7 Processo de Soldagem TIG....................................................................... 21
3.7.1 Vantagens do processo de soldagem TIG.............................................. 22
3.7.2 Desvantagens do processo de soldagem TIG........................................ 22
3.7.3 Corrente de soldagem............................................................................ 22
3.7.4 Variáveis de processo............................................................................. 24
3.7.4.1 Escolha do metal de adição................................................................. 25
3.7.4.2 Diagrama de Schaeffler....................................................................... 26
3.7.4.3 Gás de proteção.................................................................................. 28
3.8 Corrosão Intergranular............................................................................... 28
3.8.1 Corrosão intergranular em aços inoxidáveis austeníticos soldados....... 30
3.8.2 Influência do local e o tamanho de grão na precipitação de Cr
23
C
6
...... 32
3.8.3 Técnicas para avaliação da corrosão intergranular............................... 34
4 MATERIAIS E MÉTODOS............................................................................ 37
4.1 Materiais.................................................................................................... 37
4.2 Preparação do Metal de Base para a Soldagem....................................... 39
4.3 Dispositivo de Fixação............................................................................... 40
4.4 Processo de Soldagem.............................................................................. 40
4.4.1 Parâmetros de soldagem........................................................................ 41
x
iii
4.5 Metalografia................................................................................................ 43
4.5.1 Ataque eletroquímico segundo norma ASTM A 262.............................. 44
4.6 Ensaio Eletroquímico de Reativação Potenciocinética de Ciclo Duplo
(DL-EPR)..........................................................................................................
46
4.7 Microscopia Óptica...................................................................................... 49
4.8 Tratamento Térmico de Solubilização........................................................
50
4.9 Ensaio de Microdureza............................................................................... 51
4.10 Microscopia Eletrônica de Varredura e EDS............................................ 53
5 RESULTADOS E DISCUSSÕES................................................................... 55
5.1 Cálculo das Energias de Soldagem Adotadas para Realização das
Soldas dos Corpos de Prova............................................................................
55
5.2 Análise Metalográfica dos Corpos de Prova Soldados............................. 57
5.3 Ensaio Eletroquímico Potenciocinético de Ciclo Duplo DL-EPR para os
Corpos de Prova Soldados...............................................................................
61
5.4 Tratamento Térmico de Solubilização........................................................ 65
5.5 Microscopia Eletrônica de Varredura.......................................................... 67
5.6 Composição Química através de EDS...................................................... 70
5.7 Perfil de Microdureza para ZTA dos Corpos de Prova.............................. 72
6 CONCLUSÕES............................................................................................. 77
7 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS............................................ 79
8 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS............................................................. 81
x
iv
xv
ÍNDICE DE TABELAS
Pág.
Tabela 3.1 - Propriedades mecânicas relacionadas à classe de aços
inoxidáveis ferríticos e austeníticos............................................................
13
Tabela 3.2 Alguns problemas na soldabilidade metalúrgica dos aços
inoxidáveis com sua respectiva solução....................................................
17
Tabela 3.3 Principais tipos de soldagem classificados quanto à natureza
da energia utilizada em relação ao tipo de processo.................................
19
Tabela 4.1 – Composição química relativa de um aço inoxidável
austenítico AISI 316 pela % em peso conforme fabricante...........................
37
Tabela 4.2 – Propriedades mecânicas do aço inoxidável austenítico AISI
316 conforme fabricante.............................................................................
38
Tabela 4.3 – Composição química do metal de adição ER 316L-Si pela
% em peso conforme fabricante.................................................................
38
Tabela 4.4 – Propriedades mecânicas do metal de adição conforme
fabricante....................................................................................................
38
Tabela 4.5 – Parâmetros de soldagem relacionados a cada corpo de
prova...........................................................................................................
42
Tabela 4.6 – Parâmetros do ensaio DL-EPR e as características de
programação do software durante ciclo operacional..................................
49
Tabela 4.7 – Relação entre a amostra, temperatura de solubilização e
tempo de exposição...................................................................................
51
Tabela 5.1 – Energias de soldagem relacionadas aos corpos de prova.... 56
Tabela 5.2 – Análise de EDS no contorno de grão para os corpos de
prova 01, 03 e 04........................................................................................
71
Tabela 5.3 – Análise de EDS no contorno de grão para os corpos de
prova 06, 07 e 10........................................................................................
71
Tabela 5.4 - Análise de EDS no contorno de grão para os corpos de
prova 06 - 1h, 06 – 2h, 06 – 4h..................................................................
72
Tabela 5.5 – Tamanho de grão das amostras observadas em MEV......... 76
xvi
xvii
ÍNDICE DE FIGURAS
Pág.
Figura 3.1 – Sistema ternário Fe-Cr-Ni......................................................... 8
Figura 3.2 - Seção vertical do diagrama ternário Fe-Cr-Ni para teores de
cromo inferiores a 0,03% .............................................................................
9
Figura 3.3 – Classificação dos aços inoxidáveis para diferentes
composições.................................................................................................
11
Figura 3.4 – Trinca na região da ZTA e MF de um aço inoxidável
austenítico.....................................................................................................
16
Figura 3.5 Esquema do processo de soldagem TIG..................................... 21
Figura 3.6 – Tipos de polaridade na soldagem TIG: (a) Corrente contínua
de polaridade direta; (b) Corrente contínua de polaridade reversa; (c)
corrente alternada.........................................................................................
23
Figura 3.7 - Junta de topo com chanfro em V com 60º para aço inoxidável
considerando espessura maior que 4 mm....................................................
24
Figura 3.8 – Diagrama de Schaeffler............................................................ 26
Figura 3.9 – Representação do perfil de concentração de cromo das
regiões anódicas em comparação as regiões catódicas...............................
28
Figura 3.10 - Representação esquemática dos precipitados de cromo em
uma junta soldada de aço inoxidável austenítico..........................................
30
Figura 3.11 - Representação esquemática da sensitização em uma junta
soldada de aço inoxidável austenítico...........................................................
30
Figura 3.12 – Diagrama da cinética de precipitação de carbonetos de
cromo (M
23
C
6
) no aço inoxidável AISI 304....................................................
31
Figura 3.13 – Esquema do crescimento das dendritas dos Cr
23
C
6
no aço
AISI 304, para temperatura de 732ºC para tempos de 4,8, 48 e 480
horas.............................................................................................................
32
Figura 3.14 – Morfologia dos M
23
C
6
nos contornos de grão em função da
temperatura de sensitização.........................................................................
33
Figura 3.15 - Curvas esquemáticas do ensaio DL-EPR................................ 35
xviii
Figura 4.1 – Chapa de aço inoxidável austenítico AISI 316.......................... 37
Figura 4.2 – Dimensões da amostra para a confecção dos corpos de
prova.............................................................................................................
39
Figura 4.3 – Dispositivo de fixação e proteção de raiz dos corpos de
prova.............................................................................................................
40
Figura 4.4 – Juntas Soldadas........................................................................ 43
Figura 4.5 – Figura esquemática das regiões ensaiadas: (1) microdureza;
(2) metalografia e ensaio de corrosão; (3) reserva; (4) e (4) regiões
descartadas (começo e fim de cordão); (5) corpo de prova com
dimensões de 1 cm
2
......................................................................................
43
Figura 4.6 – Ataque eletroquímico segundo norma ASTM 262, prática A:
(a) Fonte CG Son Dual Tracking Dc Power Supply; (b) Becker e corpo de
prova.............................................................................................................
45
Figura 4.7 – Classificação das estruturas atacadas de acordo com a
norma ASTM 262 prática A: (a) estrutura step; (b) estrutura dual; (c)
estrutura ditch................................................................................................
45
Figura 4.8 – Célula eletroquímica composta por três eletrodos: (a)
eletrodo de trabalho corpo de prova AIA 316; (b) Eletrodo de referência de
calomelano saturado ECS; (c) capilar de lugging; (d) eletrodo auxiliar de
platina............................................................................................................
47
Figura 4.9 - Conjunto aparelhos para obtenção das Curvas DL-EPR: (a)
Potenciostato/Galvanostatato modelo PAR 263A; (b) célula eletroquímica;
(c) Computador.............................................................................................
48
Figura 4.10 – Conjunto aparelhos para obtenção das imagens
microestruturais: (a) Microscópio Óptico OLYMPUS BX51 TRF; (b)
Câmera Digital OLYMPUS PM C35DX; (c) Microcomputador......................
50
Figura 4.11 – Mapeamento para os pontos de penetração do ensaio de
microdureza Vickers......................................................................................
52
Figura 4.12 – Microdurômetro Shimadzu HMV 2000.................................... 52
Figura 4.13 – Aparelho de ultra-som para limpeza de Cp’s.......................... 53
xix
Figura 4.14 – Equipamento de microscopia eletrônica de varredura: (a)
MEV LEO modelo Stereoscan 440; (b) EDS Oxford Link EXL II..................
54
Figura 5.1 – Microestrutura da amostra CR.................................................. 57
Figura 5.2 – Microestruturas dos corpos de prova: (a) Cp’s 01; (b) Cp’s 02;
(c) Cp’s 03 e (d) Cp’s 04...............................................................................
58
Figura 5.3 – Microestruturas dos corpos de prova: (a) Cp’s 05; (b) Cp’s 06;
(c) Cp’s 07; (d) Cp’s 08; (e) Cp’09 e (f) Cp’s 10............................................
59
Figura 5.4 – Ensaios DL-EPR para os corpos de prova: (a) CR; (b) Cp’s
01; (c) Cp’s 02 e (d) Cp’s 03.........................................................................
61
Figura 5.5 – Ensaio DL-EPR para os corpos de prova: (a) Cp’s 04; (b)
Cp’s 05; (c) Cp’s 06; (d) Cp’s 07; (e) Cp’08 e (f) Cp’s 09..............................
62
Figura 5.6 – Ensaio DL-EPR para o corpo de prova: (a) Cp’s 10................. 63
Figura 5.7 – Microestruturas dos corpos de prova tratados termicamente
por processo de solubilização: (a) Cp’s 06 1 h; (b) Cp’s 06 – 2h; (c) Cp’s
06 – 4h..........................................................................................................
65
Figura 5.8 – Ensaio DL-EPR para os corpos de prova: (a) Cp’s 06 - 1 h;
(b) Cp’s 06 – 2h; (c) Cp’s 06 – 4h.................................................................
67
Figura 5.9 – MEV para os corpos de prova: (a) Cp’s 01; (b) Cp’s 03; (c)
Cp’s 04; (d) Cp’s 06; (e) Cp’07 e (f) Cp’s 10.................................................
68
Figura 5.10 – MEV para os corpos de prova tratados termicamente: (a)
Cp’s 06 – 1h; (b) Cp’s 06 – 2h; (c) Cp’s 06 – 4h...........................................
69
Figura 5.11 – Perfil de microdureza dos corpos de prova: (a) Cp’s 01; (b)
Cp’s 02; (c) Cp’s 03; (d) Cp’s 04; (e) Cp’05 e (f) Cp’s 06..............................
73
Figura 5.12 – Perfil de microdureza dos corpos de prova: (a) Cp’s 07; (b)
Cp’s 08; (c) Cp’s 09; (d) Cp’s 10...................................................................
74
Figura 5.13 – Perfil de microdureza dos corpos de prova: (a) Cp’s 06 – 1h
e (b) Cp’s 06 – 2h e (c) Cp’s 06 – 4h............................................................
75
xx
x
xi
SÍMBOLOS E ABREVIAÇÕES
A - Ampéres
AIA - Aço inoxidável austenítico
AISI – American Iron and Steel Institute
C
g
– Contorno de Grão
Cp’s – Corpos de prova
CFC – Cúbica de Face Centrada
CR – Amostra como recebida
Cr
23
C
6
- Carboneto de Cromo
DL-EPR – Ensaio Eletroquímico de Reativação Potenciocinética de Ciclo Duplo
EDS – Energia Dispersiva de Raio -X
E - Potencial
ECS – Eletrodo de Calomelano saturado
E
s
– Energia de Soldagem
FCAW – Soldagem a Arco com Eletrodo Tubular
G
s
– Grau de Sensitização
I – Corrente
M
7
C
3
, M
23
C
6
– Carbonetos de cromo
MAG – Metal Ativo Gás
MB – Metal de base
MEV – Mivroscopia Eletronica de Varredura
MIG – Metal Inerte Gás
MO – Microscopia Óptica
SAW – Soldagem a Arco Submerso
SMAW – Soldagem a Arco com Eletrodo Revestido
TIG – soldagem a Arco Gás Tungstênio
UNS - Unified Numbering System
V - Volts
ZTA – Zona Termicamente Afetada
xii
1
1 INTRODUÇÃO
Ao longo da história o homem fez uso de diversos materiais para
melhorar o seu bem estar e progredir tecnologicamente, dentre esses inúmeros
materiais podem ser destacados o bronze, a prata, o alumínio e o ferro. Desses
metais citados o mais amplamente utilizado é o ferro e suas ligas.
O ferro é utilizado a mais de dois mil anos, no entanto, somente com a
Revolução Industrial iniciada na Inglaterra é que sua produção se tornaria mais
importante. Com a necessidade cada vez maior de se obter um determinado
material para uma dada aplicação, os pesquisadores foram alterando
composições e adicionando outros elementos ao ferro descobrindo novas ligas,
hoje denominadas aços.
Em 1912, Harry Brearly através de seus trabalhos com ligas de Fe-Cr,
descobriu que esses metais eram bastante resistentes à maioria dos reagentes
utilizados em sua época, atualmente o material das pesquisas de Brearly é
denominado de aço inoxidável martensítico. Além desse, outros tipos foram
sendo descobertos os quais são muito utilizados na tecnologia moderna tais
como os aços inoxidáveis ferríticos, austeníticos, duplex e os endurecidos por
precipitação que continuam tendo avanços tecnológicos no tocante a sua
fabricação, conforme a aplicação a que se destinam.
Dentre os tipos de aços descritos, os aços inoxidáveis austeníticos são
os mais empregados destacando-se aplicações tais como: na fabricação de
instrumentos cirúrgicos, carros, navios, aviões, recipiente para
acondicionamento de alimentos, em tubulações e aplicações nas indústrias
aeroespacial e nuclear. Toda essa vasta utilização está pautada na sua alta
resistência à corrosão e boas propriedades mecânicas a elevadas
temperaturas. Esses materiais não são magnéticos e não podem ser
endurecidos por tratamentos térmicos, mas são muito dúcteis e apresentam
excelente soldabilidade como afirma Sampaio [1].
O aço inoxidável austenítico AISI 316 foi desenvolvido para evitar o
processo de corrosão por pite, através da adição na matriz de molibdênio.
2
Contudo, quando exposto por algum tempo a temperaturas entre 450ºC e 850º
durante tratamentos térmicos ou processos de soldagem, o aço inoxidável
austenítico pode apresentar precipitações de carbonetos de cromo nos
contornos de grão levando a corrosão intergranular, ocasionando a diminuição
de suas propriedades mecânicas podendo promover uma falha prematura do
metal.
O presente trabalho foi motivado pela necessidade de encontrar uma
forma de minimizar ou evitar um desgaste prematuro do aço inoxidável
austenítico AISI 316 quando submetido à soldagem pelo processo TIG
evitando, dessa forma, a troca prematura de um componente industrial
fabricado a partir desse aço.
Em função dos problemas que podem ser originados na região da solda
e adjacências, associadas às altas energias desprendidas durante a soldagem
é que este estudo foi realizado, tendo por objetivo fazer uma correlação entre
os parâmetros de soldagem, a propriedade mecânica de microdureza e o
comportamento à corrosão intergranular em juntas soldadas pelo processo TIG
em um aço inoxidável austenítico AISI 316.
Como objetivos específicos podem ser destacados:
- O estabelecimento de procedimentos de soldagem para aço inoxidável
austenítico AISI 316, adotando o processo TIG, permitindo a obtenção de
juntas soldadas de boa qualidade;
- Definir parâmetros de soldagem ideais quando da adoção do processo TIG
para a soldagem do aço inoxidável austenítico AISI 316 que proporcionem
excelentes propriedade mecânica de microdureza e resistência à corrosão
intergranular das juntas soldadas;
- Determinar a ocorrência de corrosão intergranular nesse tipo de aço depois
de submetido à soldagem através do ensaio de reativação eletroquímica
potenciocinética de ciclo duplo (DL-EPR), objetivando minimizar este fenômeno
com o intuito de aumentar a vida útil desse metal.
3
2 JUSTIFICATIVA
Os aços inoxidáveis austeníticos são amplamente utilizados na
fabricação de estruturas metálicas e diversos equipamentos industriais e
domésticos. Porém, na maioria das aplicações ou funções em que esse
material é empregado, necessita ter suas partes unidas através de soldagem.
No entanto, ao se soldar um aço inoxidável austenítico o metal de solda
e a zona termicamente afetada normalmente não apresentam propriedades e
características similares ao metal de base. Pois, se por um lado a composição
química do metal de solda quase sempre é diferente daquela do metal de base,
por outro lado, durante o processo de soldagem ambas as regiões são
submetidas a ciclos térmicos que modificam o comportamento microestrutural
das mesmas, enquanto que, o metal de base praticamente não é afetado por
ciclos térmicos. Por esse motivo, o metal de base muitas das vezes sempre
apresenta maior resistência, ductilidade, tenacidade e resistência à corrosão do
que o metal de solda (MS) e a zona termicamente afetada (ZTA), conforme
afirmações de Fortes e Araújo [2].
As alterações nas propriedades mecânicas e condições corrosivas que
podem ocorrer após a soldagem do material são consideradas, de uma
maneira geral, como um problema de relevância em juntas soldadas de aço
inoxidável austenítico AISI 316 afetando de forma significativa sua vida útil.
Quando os parâmetros de soldagem não são controlados de forma adequada,
as características mecânicas e corrosivas do aço AISI 316 podem decrescer,
levando esse metal a futuras falhas e conseqüentes prejuízos onde for
empregado.
Por esse motivo, o controle dos parâmetros de soldagem e a correlação
destes com a propriedade mecânica de microdureza e característica de
corrosão intergranular de juntas soldadas, desse tipo de aço, se faz necessário
para aumentar a vida útil no estado como soldado.
4
5
3 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
3.1 Aços Inoxidáveis
A resistência à corrosão juntamente com a resistência mecânica,
ductilidade, soldabilidade, custo, dentre outros fatores são características mais
importantes para a escolha de um aço inoxidável para uma determinada
aplicação, sendo os aços inoxidáveis austeníticos aqueles que apresentam a
melhor combinação entre resistência à corrosão e propriedades mecânicas.
Conforme Braga [3], o aço inoxidável recebe essa denominação para a
identificação de uma família de aços que possuem em sua composição química
uma quantidade de carbono que varia de 0 a 0,2% e um percentual de no
mínimo 12% de cromo que proporciona uma elevada resistência à oxidação,
além da formação de uma fina camada de óxido com espessura de 3 a 5 mm
na superfície destes aços pela combinação do cromo com o oxigênio do ar
atmosférico bastante resistente e contínua, proporcionando aos mesmos uma
elevada resistência à corrosão em muitos meios corrosivos.
Os aços inoxidáveis são normalmente designados pelos sistemas de
numeração da AISI (American Iron and Steel Institute), UNS (Unified
Numbering System) ou por designação própria do fabricante da liga. Entre
estes, o sistema da AISI especificado na literatura [4] é o mais utilizado.
A classificação mais simples e mais usada dos aços inoxidáveis é
baseada de acordo com a microestrutura, composição química e
características metalúrgicas, as quais estão relacionadas com suas
propriedades mecânicas e químicas. São divididos em cinco grupos sendo eles
martensíticos, ferríticos, austeníticos, duplex e os aços endurecíveis por
precipitação. As principais aplicações desses aços quanto a sua microestrutura
são listadas a seguir conforme Costa, Padilha e Guedes, Tebecherani [5-7].
6
3.1.1 Aços inoxidáveis martensíticos
São aços com teor de cromo entre 12 a 17% e 0,1 a 0,5% de carbono.
Esse tipo de liga pode atingir diversos graus de dureza através das variações
de tratamento térmico, além disso, são ferromagnéticos e apresentam
trabalhabilidade e soldabilidade inferiores aos demais tipos. São comumente
utilizados em cutelarias, na fabricação de instrumento cirúrgico, peças para
válvulas e bombas, peças para turbinas a vapor e compressores, moldes para
plástico e vidro, etc.
3.1.2 Aços inoxidáveis ferríticos
Estes aços têm teor de cromo entre 11 a 27% e apresentam uma
estrutura macia e tenaz, altamente homogênea, conhecida como ferrítica.
Possuem uma maior trabalhabilidade e maior resistência à corrosão que os
aços martensíticos devido ao maior teor de cromo. São ligas que possuem
boas propriedades físicas e mecânicas sendo efetivamente resistentes à
corrosão atmosférica e a soluções fortemente oxidantes e, também, são
ferromagnéticos. Com relação à soldagem, apresentam tendência ao
crescimento de grão principalmente em seções de grande espessura. São
amplamente utilizados na fabricação de adornos arquitetônicos, equipamentos
para indústria alimentícia, equipamentos para a indústria química.
3.1.3 Aços duplex
Os aços duplex são aqueles que possuem uma dupla estrutura
basicamente constituída de austenita e ferrita. Essa estrutura é que
proporciona o dobro em resistência mecânica ao aço duplex em comparação
aos aços austeníticos e ferríticos, maiores tenacidade e ductilidade (em relação
7
aos ferríticos) e uma maior resistência à corrosão em ambientes que possuam
a presença de cloretos. São principalmente empregados em trocadores de
calor, tubos para equipamentos de indústrias de gás, petróleo e petroquímica.
3.1.4 Aços inoxidáveis endurecíveis por precipitação
São aços com teores de cromo entre 12% e 18% e níquel compreendido
entre 3% e 10% sendo endurecidos através de tratamento de envelhecimento.
Podem apresentar estrutura austenítica, semi-austenítica ou martensítica. Para
possibilitar o endurecimento por precipitação após tratamento térmico recebe
adição de elementos como o cobre, titânio ou alumínio. Possuem propriedades
mecânicas equivalente aos martensíticos e resistência a corrosão comparável
com os austeníticos.
3.1.5 Aços inoxidáveis austeníticos
São ligas do sistema ternário Fe-Cr-Ni Figura 3.1 que apresentam
estrutura cúbica de faces centrada (CFC) a temperatura ambiente.
8
Figura 3.1 – Sistema ternário Fe-Cr-Ni [8].
Essa classe de aços possui um teor mínimo de 16% de cromo, 8% de
níquel e uma variação na porcentagem de carbono compreendida entre 0,02%
a 0,15%. Para compreender melhor a estrutura desses elementos
anteriormente citados na estrutura do aço inoxidável austenítico (AIA) é
mostrado uma seção vertical do diagrama ternário Fe-Cr-Ni como ilustrado na
Figura 3.2.
% Ni
% Cr
% Fe
9
Figura 3.2 - Seção vertical do diagrama ternário Fe-Cr-Ni para teores de cromo
inferiores a 0,03% [14].
De acordo com a Figura 3.2, aços inoxidáveis austeníticos com
composições inferiores a 1% ou 1,5% de níquel apresentam microestrutura
ferrítica entre a temperatura ambiente e o início da fusão. De acordo com
Padilha e Guedes [6], para valores compreendidos entre 2% e 3,5% de níquel,
o aço apresenta estrutura bifásica (austenita e ferrita) que aumenta
progressivamente com o aumento do teor de Ni.
Para teores acima de 3,7% de Ni, ocorre a presença completa da
estrutura austenítica que se amplia gradativamente com a elevação dos teores
de Ni, enquanto a temperatura de início da formação de martensita é
diminuída. Contudo, para teores de Ni acima de 8% consegue-se obter a
estrutura austenítica a temperatura ambiente, obtendo-se, dessa maneira, aços
inoxidáveis austeníticos que são ligas contendo teores superiores a 18% de
cromo e 8% de níquel como afirmação da literatura [6]. Além do Cr e Ni, podem
ser adicionados outros elementos constituintes para melhorar as propriedades
mecânicas do aço.
Esse tipo de metal não é ferromagnético, possui baixo limite de
escoamento em comparação aos martensíticos e apresentam alta ductilidade,
10
além de boa trabalhabilidade e soldabilidade conforme referência bibliográfica
[9].
Os aços inoxidáveis austeníticos não podem ser endurecidos por
tratamento térmico, mas sua resistência à tração e dureza pode ser aumentada
por encruamento. Os aços inoxidáveis austeníticos são muito empregados em
equipamentos, estruturas e tubulações para diversas indústrias, principalmente
a petroquímica.
Este grupo de aços é o mais utilizado, representando cerca de 65% a
70% do total em uso. Esta posição dominante é função do alto nível de
fabricabilidade, resistência à corrosão e uma grande variedade na combinação
de propriedades que podem ser obtidas por diferentes composições,
fornecendo uma boa escolha do material para um grande número de
aplicações como mostra a Figura 3.3.
11
Figura 3.3 – Classificação dos aços inoxidáveis para diferentes composições
[6].
304
(18/8)
Adição de Cr e Ni para
resistência mecânica e
à oxidação
347 Aços inoxidáveis
duplex
Alto Cr e baixo Ni
para
propriedades
especiais
Adição de Mo para
resistência a
corrosão por pite
317
Baixo C para reduzir a
sensitização
304L
316L
317L
Adição de Cu, Ti, Al,
baixo Ni para
endurecimento por
precipitação (menor
resistência a corrosão)
316
309
,
310
,
314
,
330
Adição de Ti
para reduzir
sensitização
321
Aços
endurecíveis
por
precipitação
Adição de Ni e Ta
para reduzir
sensitização
Adição de mais Mo para
resistência a corrosão por pite
12
3.2 Influência dos Elementos Composicionais nas ligas Fe-Cr-Ni
Adições de alguns elementos químicos durante o processo de fabricação
das ligas de Fe-Cr-Ni influenciam em determinadas propriedades que se
pretende obter e, também, afetam a estabilidade relativa das fases. Essas
propriedades e fases presentes são especificadas para cada elemento
participante da constituição dessa ligas conforme referências bibliográficas
[6,9]:
• Cromo – É o elemento responsável pela formação da camada passiva
na superfície. Além da resistência à corrosão, o Cr é um elemento
“alfagênico”, isto é, amplia a faixa de estabilidade da ferrita. As adições
de Cr têm influência significativa nas propriedades mecânicas
promovendo o endurecimento por solução sólida. Na presença de C, o
Cr forma carbonetos do tipo M
7
C
3
e M
23
C
6
, onde o M corresponde,
geralmente, ao C
r
;
• Níquel - Elemento “gamagênico”, isto é, sua adição amplia a faixa de
estabilidade da austenita. É um elemento endurecedor por solução
sólida. Também pode auxiliar na formação da camada passiva (oxido de
Cr-Ni) aumentando a resistência á corrosão e ao calor;
• Manganês – A adição de pequenas quantidades de Mn, associadas à
presença de Ni, melhoram significativamente as funções atribuídas ao
Ni;
• Molibdênio - Aumenta a estabilidade da camada passiva e a resistência
à corrosão em ácido sulfúrico e na água do mar com consequente
resistência a corrosão por pite;
• Titânio, tântalo e nióbio – São elementos formadores de carbonetos.
Suas presenças minimizam a corrosão intergranular;
• Nitrogênio - Melhora a ductilidade (para teores de 0,5% a 1%) e a
dureza (para teores de 0,3% a 0,4%). Estabiliza a austenita podendo ser
empregado como um substituto de níquel;
13
• Carbono – A adição de C está relacionada com o tipo de aço inoxidável.
Nos aços martensíticos, a adição visa aumentar a dureza da martensita
e a precipitação de carbonetos aumentando dessa maneira a resistência
mecânica e ao desgaste. Nos aços austeníticos e ferríticos, o teor de C
é limitado devido ao fenômeno de sensitização e corrosão intergranular;
• Enxofre – É normalmente considerado como impureza e mantido em
teores inferiores a 0,040%. Sua adição intencional, em conjunto com o
Mn, visa à formação de inclusões de manganês e silício que melhoram a
usinabilidade dessas ligas.
3.3 Propriedades Mecânicas das Ligas Fe-Cr-Ni
Os aços inoxidáveis austeníticos quando comparados com os aços
inoxidáveis ferríticos apresentam maiores limites de escoamento, alongamento,
encruamento, tenacidade e ductilidade, resistência à corrosão generalizada
como afirmam Moreira e Lebrão [9]. Na Tabela 3.1 são apresentadas algumas
propriedades mecânicas relacionadas aos aços inoxidáveis ferríticos e
austeníticos.
Tabela 3.1 - Propriedades mecânicas relacionadas à classe de aços
inoxidáveis ferríticos e austeníticos [10].
Tipo de
aço AISI
Limite de
resistência à
tração
Limite de
escoamento
0,2% (MPa)
Alongamento
%
Dureza
(HRB)
409 380 205 22 88
430 450 205 22 88
444 497 337 32 83
446 480 280 20 -
301 515 205 40 100
304 700 300 54 85
316 620 300 54 85
316L 515 170 40 95
14
3.4 Metalurgia da Soldagem dos Aços Inoxidáveis Austeníticos
Durante a soldagem dos aços inoxidáveis diversas são as mudanças
microestruturais que ocorrem devido à soldagem desse material. Essas
mudanças ocasionadas pela energia térmica influenciam diretamente na
estrutura do metal de solda e zona termicamente afetada, formação de trincas,
propriedades mecânicas e corrosivas desse metal.
3.4.1 Estrutura do metal de solda dos aços inoxidáveis austeníticos
O metal de solda (MS) nos aços inoxidáveis austeníticos se diferencia do
metal de base (MB), em geral, pela microestrutura. Enquanto o MB é
constituído inteiramente de austenita, o MS pode reter grandes quantidades de
ferrita δ a temperatura ambiente como afirma Modenesi [14]. No entanto, a
estrutura que o MS apresentará vai depender da forma de solidificação e das
transformações no estado sólido, sendo classificadas de acordo com a
morfologia da ferrita que apresentam, conforme afirmam referências
bibliográficas [11-14].
• Austenita – Essa microestrutura resulta da solidificação direta para
austenita, sem formação de ferrita;
• Austenita mais ferrita eutética – É conseqüência da solidificação em
austenita primária com desenvolvimento de ferrita em reação eutética ao
final da solidificação que se localiza em contornos de grãos ou dendritas;
• Austenita mais ferrita em espinha ou vermicular – O aço austenítico que
apresenta essa microestrutura, advém da solidificação em ferrita
primária com formação de austenita na etapa final de solidificação. A
ferrita fica localizada no centro das dendritas sendo a morfologia mais
observada em aços inoxidáveis austeníticos;
15
• Austenita mais ferrita laminar ou rendilhada – Resulta da solidificação
em ferrita primária com transformação em austenita.
Através do entendimento da estrutura de solidificação nos aços austeníticos
na região do MS pode ser observado as características intrínsecas desse aço
como, por exemplo, se ele for predominantemente formado por austenita, vai
apresentar excelente ductilidade e boa resistência à fissuração pelo hidrogênio.
E, quando apresentar índices de ferrita não tão elevados, tende a reduzir o
efeito da fissuração durante solidificação.
3.4.2 Fenômeno da formação de trincas
A estrutura da solidificação, o teor das impurezas e as tensões
desenvolvidas na solda durante a solidificação da poça de fusão influenciam
diretamente na formação de trincas de solidificação dos aços inoxidáveis
austeníticos. Se, a solda apresentar ferrita δ a temperatura ambiente o MS terá
uma elevada resistência a fissuração, enquanto que, o MS com estrutura
austenítica apresenta baixa resistência.
Abaixo segue conforme literatura [14], os fatores benéficos responsáveis
pela melhora no fenômeno de formação de trincas e propriedades mecânicas
em virtude da formação de ferrita no metal de solda dos aços inoxidáveis
austeníticos:
• A maior solubilidade de impurezas de enxofre e fósforo na ferrita
ocasiona uma menor segregação desses elementos quando a solidificação
ocorre inicialmente na ferrita;
• Os contornos austenita-ferrita resultam em uma menor molhabilidade por
filmes líquidos nos contornos ferrita-ferrita e austenita-austenita, reduzindo o
espalhamento do líquido ao final da solidificação;
• Os contornos austenita-ferrita são muito sinuosos o que dificulta a
propagação das trincas.
16
3.4.3 Alterações microestruturais na zona termicamente afetada (ZTA)
Durante a soldagem ocorrem mudanças microestruturais significativas
na zona termicamente afetada dos aços inoxidáveis austeníticos que
influenciam na resistência a corrosão, diminuição da dureza, crescimento de
grãos e precipitação de fases secundárias. Podem surgir ainda trincas
intergranulares, ou seja, trincas que se propagam seguindo os contornos de
grão em virtude das tensões residuais provenientes da fabricação do aço ou
durante operação desse material em condições de trabalho.
Conforme afirmam Modenesi, Marques e Folkhard [14,15], esse tipo de
trinca é comum em AIA que possuem como elemento constituinte o nióbio em
sua composição. Geralmente essas trincas podem iniciar na ZTA, ou então,
nas regiões parcialmente fundidas da solda propagando-se para a ZTA,
conforme ilustra Figura 3.4.
Figura 3.4 – Trinca na região da ZTA e MS de um aço inoxidável austenítico
[13].
Outra alteração de relativa importância na ZTA consiste na precipitação
de fases secundárias que podem diminuir consideravelmente à resistência a
corrosão dessa classe de aços, ocasionando a corrosão intergranular que se
MS
17
propaga de forma não visível a “olho nu” propiciando um agravante a mais na
ZTA do aço austenítico.
3.5 Soldabilidade dos Aços Inoxidáveis Austeníticos
A soldabilidade é uma característica de fabricação utilizada na união dos
aços e que representa a facilidade com a qual estes materiais podem ser
soldados. Na Tabela 3.2 estão ilustrados alguns problemas relacionados ao
tipo específico de microestrutura que o aço apresenta.
Tabela 3.2 Alguns problemas na soldabilidade metalúrgica dos aços
inoxidáveis com sua respectiva solução [16].
Tipo de aço inox Problema Solução
Ferrítico
Sensitização
Utilizar aço com elementos
estabilizantes;
Fragilização por
hidro
g
ênio
Utilizar procedimento que introduz
p
ouco hidro
g
ênio durante a
Crescimento de
grão
Utilizar baixa energia de
soldagem.
Austenítico
Sensitização
Utilizar aço estabilizado;
Reduzir a energia de soldagem.
Trincas a quente
Utilizar aço com baixo teor de
enxofre e fósforo;
Empregar metais de adição que
gerem um teor de ferrita ao redor
de 8% no cordão de solda;
Modificar a geometria da junta pra
reduzir tensões introduzidas
durante a soldagem.
Martensítico
Fragilização por
hidrogênio
Aplicação de procedimentos que
introduzam pouco hidrogênio
durante a soldagem;
Utilização de técnicas que
reduzam a velocidade de
resfriamento da junta.
É muito difícil realizar a quantificação de um aço com relação a sua
soldabilidade, porém, é fácil perceber que os materiais que exigem
18
procedimentos de soldagem mais complexos apresentam difícil soldabilidade
como relata Zeeman [16]. Por exemplo, quando um aço qualquer é qualificado
pela terminologia como de difícil soldabilidade ou, que é difícil de ser soldado,
está se afirmando que a soldagem deste material envolve uma série de
cuidados específicos e, em muitos poucos casos, significa que o metal não é
soldável.
Os aços inoxidáveis austeníticos apresentam uma boa soldabilidade,
pois sua solda é caracterizada por boas ductilidade e tenacidade, no entanto,
durante ou após o processo de soldagem podem surgir na junta soldada ou na
ZTA, em virtude do gradiente térmico, defeitos de natureza metalúrgica.
3.6 Soldagem dos Aços Inoxidáveis
A soldagem é o processo de união mais utilizado na fabricação em nível
industrial, residencial e nos reparos em materiais metálicos como os AIA. Além
disso, é empregado desde a união microscópica de fios em pequenos circuitos
eletrônicos até a união de chapas de grande espessura. Conforme afirma
Modenesi e Marques [15] para aplicações específicas, os processos de
soldagem e as características das juntas soldadas são diferentes e dependem
da forma, espessura, geometria e do tipo do material, do método de soldagem
empregado, do desempenho e emprego esperado para os componentes
soldados diante das condições de serviço.
As partes a serem unidas durante os processos de soldagem podem ou
não envolver a fusão com posterior solidificação. Na Tabela 3.3, podem ser
observados os principais tipos de soldagem classificados quanto à natureza da
energia utilizada em relação ao tipo de processo.
19
Tabela 3.3 - Principais tipos de soldagem classificados quanto à natureza da
energia utilizada em relação ao tipo de processo [17].
Tipos de
soldagem
Energia Ação Processo
Soldagem
no estado
sólido
Mecânica
Fricção Fricção
Impacto Explosão
Pressão
Laminação
Difusão
Soldagem
por fusão
Química
Oxidação Alumino-térmica
Queima de
g
ases
Oxi-combustível
Elétrica
Arco
elétrico
TIG
SMAW
MIG/MAG
FCAW
SAW
Física Radiação
Feixe de elétrons
Laser
Os processos responsáveis pela junção dos metais podem ser
denominados de acordo com a fonte de energia utilizada por cada um deles
durante a soldagem, assim, essas fontes de energias são classificadas como
mecânicas, químicas, elétricas e radiantes conforme referência bibliográfica
[11]. Fontes mecânicas são aquelas que envolvem basicamente energia
mecânica para aproximar estruturalmente os metais onde o calor necessário
para a junção é gerado por atrito, impacto, pressão, por ondas de choque ou
deformação plástica do material.
Na fonte química de energia, o calor é gerado por reações químicas
como, por exemplo, queima de um combustível ou através da reação de
oxidação do alumínio, enquanto que, as fontes elétricas o calor é gerado pela
passagem de corrente elétrica (sendo o aquecimento realizado pelo efeito
Joule) através da formação de um arco elétrico, esse tipo de energia é uma das
mais utilizadas para a união de materiais. Por fim, na fonte radiante o calor
necessário para a soldagem é gerado a partir da natureza física, ou seja, por
radiação eletromagnética como na soldagem a laser ou feixe de elétrons.
20
A maioria dos processos de soldagem envolve o calor como fonte de
energia para a junção das partes que serão soldadas como afirma Wainer et al
[11], portanto, esse aporte térmico tem influência direta nos ciclos térmicos ao
qual a zona soldada será submetida. Essas condições de variação de
temperatura e de velocidade de resfriamento têm dependência direta na
quantidade de calor que será transferida para o material durante a soldagem,
esse aporte térmico recebe a denominação de Energia de Soldagem.
Conforme exemplifica Fedele [18], essa energia é definida como o calor cedido
a junta por unidade de comprimento, podendo ser calculada a partir da
seguinte equação:
s
VI
E
v
η
×
= (3.1)
Onde:
E
= Energia de soldagem (J/cm);
η
= Eficiência térmica do processo de soldagem (%);
V = Tensão de soldagem (V);
I
= Corrente de soldagem (A);
s
v = Velocidade de soldagem (cm/min).
Quanto menor a energia de soldagem transferida para a junta a ser
soldada, maiores serão as taxas de resfriamento e, conseqüentemente,
menores as mudanças microestruturais na zona termicamente afetada.
Os processos de soldagem mais utilizados para a soldagem de aços
inoxidáveis são: Eletrodos revestidos, TIG, MIG, embora vários outros sejam
usados [14]. Cada processo de soldagem possui sua própria eficiência térmica,
dentre esses processos a soldagem TIG vem se destacando, pois produz
soldas de excelente qualidade, boa ductilidade quando utilizado para soldar os
aços inoxidáveis austeníticos. Essas propriedades, como exemplifica Kou [19],
estão em função das baixas energias térmicas que podem ser utilizadas
durante esse tipo de soldagem.
21
3.7 Processo de Soldagem TIG
A soldagem TIG (Tungsten Inert Gas) é um processo que fundi e une
metais, para isso, utiliza como fonte de calor um arco elétrico mantido entre um
eletrodo não consumível de tungstênio e o metal a ser soldado conforme
afirmam Kou e Bracarense [19, 20], como é ilustrado na Figura 3.5.
Figura 3.5 - Esquema do processo de soldagem TIG [15].
Durante a realização desse tipo de soldagem a proteção da região a ser
soldada é feita por um fluxo de gás inerte, geralmente, argônio, hélio ou
misturas entre eles, e pode ainda ser realizada com ou sem metal de adição.
O grande desenvolvimento dessa técnica ocorreu na Segunda Guerra
Mundial pela necessidade do desenvolvimento de processos de soldagem mais
eficientes para o alumínio utilizados na indústria aeronáutica. Atualmente esse
tipo de união de metais é mais utilizada em ligas de titânio, magnésio, alumínio
e aços inoxidáveis gerando uma solda de boa qualidade como afirma
referência bibliográfica [20], no entanto, existem algumas vantagens e
desvantagens que são listadas a seguir.
22
3.7.1 Vantagens do processo de soldagem TIG
As vantagens do processo de soldagem TIG são segundo Wainer,
Modenesi e Bracarense, as seguintes [11, 14, 20]:
− Produção de soldas de alta qualidade, geralmente livres de defeitos e dos
respingos que ocorrem em outros processos a arco;
− Pode ser usado com ou sem metal de adição;
− Pode ser usado em quase todos os metais, inclusive metal dissimilar;
− Permite um controle preciso das variáveis da soldagem;
− Fonte de calor concentrada que miniminiza a zona afetada pelo calor e suas
distorções.
3.7.2 Desvantagens do processo de soldagem TIG
As desvantagens do processo de soldagem TIG são segundo conforme
referências bibliográficas [11, 14, 20]:
− Processo com baixa taxa de deposição;
− Há dificuldade de manter a proteção em ambientes turbulentos, ou seja,
impossibilidade de soldagem em locais com corrente de ar;
− Pode haver inclusões de Tungstênio, no caso de ocorrer contato do eletrodo
de tungstênio com a poça de fusão;
− Pode haver contaminação da solda, se o metal de adição não for
adequadamente protegido;
− Emissão intensa de radiação ultravioleta.
3.7.3 Corrente de soldagem
Os tipos de polaridade e corrente empregadas no processo TIG são:
23
- Soldagem com corrente contínua de polaridade direta (DCEN) – Neste tipo de
polaridade o eletrodo de tungstênio é conectado no pólo negativo da fonte de
alimentação de energia conforme ilustra a Figura 3.6 (a).
Figura 3.6 – Tipos de polaridade na soldagem TIG: (a) Corrente contínua de
polaridade direta; (b) Corrente contínua de polaridade reversa; (c)
corrente alternada [19].
Segundo as indicações da Figura 3.6 (a), há um fluxo de íons positivos
da peça em direção do eletrodo e uma emissão de elétrons do eletrodo de
tungstênio em direção a peça que são acelerados quando viajam através do
arco, mas para isso, uma quantidade significativa de energia é exigida para que
um elétron seja emitido do elétrodo para o metal a ser soldado. Isto torna o
metal de base mais aquecido, proporcionando uma solda relativamente estreita
e de grande penetração.
- Soldagem com corrente contínua de polaridade reversa (DCEP) - Para esse
tipo de polaridade, o eletrodo de tungstênio é conectado no pólo positivo da
fonte de alimentação de energia conforme ilustra a Figura 3.6 (b). Observa-se a
ocorrência de um fluxo de íons positivos do eletrodo na direção do metal de
base e de elétrons do metal base incidindo no eletrodo de tungstênio o que
provoca seu aquecimento, em virtude disso, o eletrodo deve possuir um
diâmetro maior do que na polaridade direta para evitar o derretimento de sua
ponta. Nesse tipo de polaridade os íons positivos do gás de proteção se
Corrente contínua
eletrodo ne
g
ativo
Corrente contínua
eletrodo
p
ositivo
Corrente alternada
Solda profunda
Solda com baixa
p
enetra
ç
ão
Solda profunda
Intermediário
(a) (b) (c)
24
chocam com a camada de óxido do metal produzindo um efeito de limpeza na
solda final, além disso, como o aquecimento é maior na ponta do eletrodo do
que no material, a penetração da solda é pequena e larga.
- Soldagem com corrente alternada – Este tipo de corrente gera uma
alternância na intensidade e tensão de soldagem, o que provoca uma variação
no eletrodo de negativo para positivo e vice-versa, conforme ilustração da
Figura 3.6 (c). Essa mudança produz uma solda final com boa penetração e
limpeza superficial, ou seja, um estado intermediário entre DCEN e DCEP.
3.7.4 Variáveis de processo
Conforme a norma ASME – Secção IX, as variáveis para a qualificação
de procedimento de soldagem TIG são: metais de base; metais de adição; pré
– aquecimento; gás de proteção.
Os principais fatores que afetam a preparação da junta nos metais de
base para os processos de soldagem por fusão são: tipo e espessura do
material a ser soldado, processo de soldagem que será utilizado, grau de
penetração do metal fundido, posição de soldagem e controle de distorção. O
tipo e espessura do metal estão relacionados com a transmissão de calor
através da junta. Assim, para materiais com elevada condutividade térmica, a
junta deve ser projetada de forma a diminuir a perda de calor. Para diminuir a
perda de calor utiliza-se chanfro simples V como ilustrado pela Figura 3.7.
Figura 3.7 - Junta de topo com chanfro em V com 60º para aço inoxidável
considerando espessura maior que 4 mm.
60º
e > 4 mm e
25
3.7.4.1 Escolha do metal de adição
Para a escolha do metal de adição mais adequado para a soldagem dos
aços inoxidáveis austeníticos, deve se fazer a previsão da microestrutura da
zona fundida, partindo de uma escolha inicial, geralmente, recomendada por
literatura técnica. Utilizando-se o diagrama Schaeffler para previsão das
microestruturas das juntas soldadas através da influência da composição do
metal de base e metal de adição, na estabilização de fase austenita ou ferrita,
contribuindo para a previsão dos problemas que poderão ocorrer durante a
soldagem. Conforme afirma Paredes [18], diagrama de Schaeffler permite
conhecer com antecedência a composição química da estrutura de uma solda,
e escolher os eletrodos apropriados para cada soldagem.
3.7.4.2 Diagrama de Schaeffler
O diagrama de Schaeffler possibilita a previsão da microestrutura da
zona fundida das juntas soldadas dos aços inoxidáveis. Considerando-se a
difusão do metal de base, do metal de adição, e a influência dos elementos de
liga na estabilização da austenita ou ferrita. Os referidos elementos, com
características semelhantes, foram agrupados no cromo e no níquel
equivalentes conforme Equações 3.2 e 3.3, abaixo:
% % 1,5% 0,5%
eq
Cr Cr Mo Si Nb=+ +×+× (3.2)
%30%0,5%
eq
Ni Ni C X Mn=+×+ (3.3)
A partir destes agrupamentos foi construído o diagrama de Schaeffler,
que relaciona as características microestruturais de um aço com a sua
composição química como relata Cordeiro [21].
26
Analisando-se o diagrama de Schaeffler (Figura 3.8), percebe-se a
presença de três regiões distintas que possuem somente uma fase: região
austenítica, ferrítica e martensítica. O diagrama também mostra regiões de
duas e até três fases presentes. A composição química junto com o
processamento termo-mecânico confere aos aços inoxidáveis propriedades
diferentes, que dependem da microestrutura com maior ou menor intensidade.
Figura 3.8 – Diagrama de Schaeffler [19].
As regiões delimitadas como região 1, 2, 3 e 4 apresentam as seguinte
morfologia e causas.
• Região 1 – A microestrutura característica é a austenita, com tendência
a fissuração a quente;
• Região 2 – As microestruturas características são a austenita e ferrita.
Uma solda nesta região é suscetível à formação de precipitados
intermetálicos como a fase sigma;
• Região 3 – A ferrita é a microestrutura característica, com baixo teor de
carbono (0,01%C), ocorrendo crescimento irreversível de grãos quando
permanece por muito tempo em temperatura superiores a 1150°C;
• Região 4 - A microestrutura característica é a martensita, no entanto
pode apresentar regiões mistas com martensita, austenita mais ferrita.
Uma solda nesta região está sujeita à fissuração pelo hidrogênio.
27
A região central do diagrama é a ideal para o dimensionamento de junta
soldada, pois não possui nenhum dos problemas característicos das regiões
anteriores. A finalidade do diagrama é possibilitar a previsão da microestrutura
da zona soldada com base na composição química dos metais de base e
adição. O diagrama de Schaeffler é aplicado apenas na zona fundida, não
prevendo as características microestruturais da ZTA como afirma Cordeiro [21].
3.7.4.3 Gás de proteção
Os gases de proteção têm por finalidade proteger o eletrodo e o material
metálico fundido da contaminação do ar atmosférico e, também, podem ser
utilizados como “gás de purga” para proteção do lado contrário da solda da
oxidação durante a soldagem. Os gases mais empregados são o argônio e o
hélio com pureza de 99,99% e as misturas entre eles, além de misturas com
hidrogênio e nitrogênio.
Para soldagem de aços inoxidáveis pelo processo TIG, utiliza-se o gás
argônio ou hélio com corrente contínua de polaridade direta. A soldagem com
argônio tem algumas vantagens sobre o hélio, pois possibilita um arco mais
suave, estável, de fácil controle e penetração mais reduzida se comparada com
o hélio. Outro fator importante que está relacionado a maior utilização do
argônio em comparação ao hélio é o seu custo mais reduzido.
3.8 Corrosão Intergranular
Os aços inoxidáveis austeníticos possuem uma elevada resistência à
corrosão. Porém, em uma determinada faixa de temperatura, de 400 °C a 850
°C, esses aços estão sujeitos ao processo de sensitização conforme
especificado nas referências bibliográficas [22-25], resultando na perda das
28
propriedades mecânicas podendo levar a fraturas quando for submetido a
esforços mecânicos em campo.
A corrosão intergranular tem origem no processo de sensitização. A
sensitização de um aço inoxidável austenítico consiste no empobrecimento de
cromo nas áreas adjacentes aos contornos de grão, atingindo um valor abaixo
do crítico de 12% para a formação do filme passivo, devido à precipitação de
carbonetos de cromo (Cr
23
C
6
) nos contornos de grão. Como resultado têm-se
áreas catódicas ricas em cromo (região central dos grãos e contornos de grão)
e áreas anódicas pobre em cromo (áreas adjacentes aos contornos), conforme
Figura 3.9, gerando uma pilha ativa-passiva com deterioração preferencial das
áreas anódicas. Quando isso ocorre diz-se que o aço está sensitizado.
Figura 3.9 – Representação do perfil de concentração de cromo das regiões
anódicas em comparação as regiões catódicas [23].
Para os aços inoxidáveis austeníticos o mecanismo da corrosão
intergranular está relacionada a sensitização. A sensitização deixa as regiões
adjacentes aos contornos de grão bastante fragilizadas quando em operação
ou expostas a algum meio corrosivo prejudicial e, por se desenvolver
microscopicamente, esse tipo de corrosão é de difícil percepção e muito
danosa ao aço como afirma Gentil [23]. A sensitização pode ocorrer durante o
resfriamento lento após solubilização, no alívio de tensões ou durante a
soldagem.
Região Anódica
Região Catódica
GRÃO
GRÃO
60%
12%
29
A redução da precipitação de carbonetos de cromo nos limites de
grão dos aços inoxidáveis austeníticos pode ser realizada de três maneiras
listadas de acordo com Silva [24]:
- Redução do teor de carbono no aço a valores baixos (menor que 0,03%);
- Tratamento térmico de solubilização, o qual consiste na dissolução parcial ou
total das partículas de precipitados seguido de têmpera (resfriamento rápido);
- Estabilização do aço através da adição de elementos microligantes como
titânio, vanádio e nióbio que possuem maior afinidade pelo carbono que com o
cromo.
3.8.1 Corrosão intergranular em aços inoxidáveis austeníticos soldados
Na tecnologia atual a soldagem é largamente empregada para a união
de diversas ligas metálicas dentre as quais encontram-se os aços inoxidáveis
austeníticos, contudo, a soldagem pode ocasionar danos irreparáveis
relacionados à corrosão. A maioria dos casos que envolvem deterioração em
aços que possuem suas partes soldadas é a corrosão intergranular, cujo
problema está relacionado ao fenômeno da sensitização.
Isto ocorre porque o processo de soldagem ocasiona aquecimentos e
resfriamentos cíclicos de maneira não homogênea nas regiões próximas à
solda. Isto propicia o desenvolvimento de diferenças microestruturais que
podem ser significativas após a soldagem. Essas diferenças estão relacionadas
com a composição química, o tamanho de grão, a possíveis transformações de
fase e ao aparecimento de novos precipitados (Cr
23
C
6
), conforme ilustração da
Figura 3.10, nos contornos de grãos dos aços inoxidáveis austeníticos como
afirma Fedele [18].
30
Figura 3.10 - Representação esquemática dos precipitados de cromo em uma
junta soldada de aço inoxidável austenítico [18].
Em virtude desse aquecimento, a ZTA pode atingir a faixa de
temperatura na qual propicie ao metal uma precipitação de fases secundárias,
no entanto, a nucleação e crescimento dessas fases dependem da composição
química do material, da temperatura atingida na ZTA e do tempo de
permanência nessa temperatura conforme referência bibliográfica [22].
A Figura 3.11 mostra como os precipitados de carboneto de cromo
Cr
23
C
6
em uma junta de aço inoxidável austenítico soldado se localizam nos
contornos de grão da ZTA.
Metal de solda
%Cr
60%
18%
12%
Distância
Metal não
afetado
ZAC
Região sensitizada
Figura 3.11 - Representação esquemática da sensitização em uma junta
soldada de aço inoxidável austenítico [18].
Zona fina adjacente
empobrecida em cromo
Carbonetos ricos em
cromo
Cr
23
C
6
ZTA
31
Portanto, se o aço inoxidável austenítico sofrer sensitização durante a
soldagem, quando for utilizado em um determinado meio corrosivo pode
ocorrer o desgaste gradual desse metal devido o desenvolvimento da corrosão
intergranular na região da ZTA.
3.8.2 Influência do local e o tamanho de grão na precipitação de M
23
C
6
A cinética de precipitação de carbonetos de cromo obedece a uma certa
ordem preferencial de defeitos na estrutura cristalina. Segundo Carvajal [26],
primeiramente os M
23
C
6
precipitam nos contornos de grão, depois nos
contornos de macla incoerente, contornos de macla coerente e interior dos
grãos, como mostra a Figura 3.12, para um aço inoxidável austenítico AISI 304
com 0,05% de carbono e solubilizado a 1250ºC.
Para os aços AISI 316 a cinética é semelhante, diferenciando no tempo
de precipitação que é ligeiramente menor devido ao maior teor de molibdênio
nesses aços.
Figura 3.12 – Diagrama da cinética de precipitação de carbonetos de cromo
(M
23
C
6
) no aço inoxidável AISI 304 [26].
32
Outro aspecto importante para ressaltar sobre a precipitação de M
23
C
6
, é
a morfologia dos precipitados que tem dependência com a temperatura. Para
baixas temperaturas de precipitação, em torno de 600ºC, os M
23
C
6
assumem a
forma de placas finas contínuas, devido à pequena mobilidade dos contornos
ou interface de grãos.
Para temperaturas intermediárias, 600ºC a 800ºC, os M
23
C
6
têm formas
de finas e alongadas dendritas que se formam nos interstícios dos contornos
de grão e crescem. Quanto maior o tempo de permanência nesse intervalo de
temperatura, maior o crescimento e espessura desses precipitados, como
mostra a Figura 3.13.
Figura 3.13 – Esquema do crescimento das dendritas dos Cr
23
C
6
no aço AISI
304, para temperatura de 732ºC para tempos de 4,8; 48 e 480
horas [26].
33
Para temperaturas maiores, última curva da Figura 3.14, os Cr
23
C
6
têm
forma de discretas partículas que dependem da orientação do grão e da
temperatura conforme afirma Carvajal [26].
O tamanho de grão tem forte influência na cinética de precipitação de
M
23
C
6
, pois quanto maior for o tamanho de grão mais rapidamente haverá a
precipitação nos contornos de Cr
23
C
6
através do fenômeno da sensitização
contribuindo para um avanço da corrosão intergranular.
Esse aumento de precipitados ocorre em virtude de uma diminuição na
quantidade de contornos disponíveis por unidade de volume ocasionando uma
supersaturação de lacunas de carbonetos como relata Folkhard [13].
Figura 3.14 – Morfologia dos M
23
C
6
nos contornos de grão em função da
temperatura de sensitização [26].
34
3.8.3 Técnicas para avaliação da corrosão intergranular
Os ensaios de imersão e eletroquímicos são técnicas muito utilizadas
para estudar o comportamento dos metais quanto à sua resistência a corrosão
sendo classificados como ensaios simulados como relata Wolynec [27].
As normas ASTM 262 [28] e 763 [29], descrevem como avaliar a
susceptibilidade dos aços Inoxidáveis austeníticos e ferríticos, respectivamente,
porém, essas técnicas são destrutivas. Em virtude desse problema, foram
criadas novas técnicas não destrutivas capazes de detectar a corrosão
intergranular.
Como exemplos, pode-se citar o ensaio eletroquímico de reativação
potenciocinética de ciclo simples (EPR) especificado pela norma ASTM G108-
94 [30], que contém o procedimento para detectar a susceptibilidade a corrosão
intergranular dos aços inoxidáveis austeníticos AISI 304 e 304L, e o ensaio
eletroquímico de reativação potenciocinética de ciclo duplo (DL-EPR) que
utiliza as mesmas condições do EPR, porém, com diferenças no ciclo de
varrimento potenciostático e na preparação da superfície da amostra.
A vantagem do emprego da técnica DL-EPR é a isenção de um
polimento mais apurado da amostra, sendo suficiente o polimento com lixa de
granulometria 100, enquanto no EPR é requerido até a pasta de diamante 1µm.
Isso porque a amostra é polarizada a partir do potencial de corrosão até um
potencial em que a mesma fica passivada invertendo-se, em seguida, a direção
de varrimento para o potencial de corrosão.
Dessa forma obtêm-se duas curvas com pico, Figura 3.15, uma curva de
polarização anódica designada por i
a
e uma de polarização catódica designada
por i
r
, sendo que a polarização anódica se encarrega de completar o polimento
e dissolver as inclusões não metálicas que podem induzir a corrosão por pites
conforme referências bibliográficas [27, 31 e 32].
35
Figura 3.15 - Curvas esquemáticas do ensaio DL-EPR [31].
O grau de sensitização G
s
conforme estudos de Majidi [31], é calculado
pela razão entre os dois picos de corrente através da equação:
r
s
a
i
G
i
=
(3.4)
onde:
r
i = pico de corrente reversa;
a
i = pico de corrente anódica.
I
r
I
a
E
corr
36
37
4 MATERIAIS E MÉTODOS
4.1 Materiais
Para o desenvolvimento desse trabalho foi utilizada uma chapa de aço
inoxidável austenítico tipo AISI 316, Figura 4.1, com dimensões de 500 mm de
comprimento, 500 mm de largura e 7 mm de espessura fabricada pela
ACESITA. A composição química desse material e suas propriedades
mecânicas são apresentadas conforme fabricante nas Tabelas 4.1 e 4.2,
respectivamente.
Figura 4.1 – Chapa de aço inoxidável austenítico AISI 316
Tabela 4.1 – Composição química relativa de um aço inoxidável austenítico
AISI 316 pela % em peso conforme fabricante.
Tipo de
aço
Teor de cada elemento constituinte em %
C Mn Si P S Cr Ni Mo N
2
AISI 316 0,08 2 0,75 0,045 0,03 16 - 18 10 - 14 2 - 3 0,1
500 mm
7 mm
1 2
3
5
7
9
4
6
8
10
500 mm
38
Tabela 4.2 – Propriedades mecânicas do aço inoxidável austenítico AISI 316
conforme fabricante.
Denominação
Limite de
resistência a
tração (MPa)
Limite de
escoamento
Alongamento
50(mm)
Dureza
(HRB)
AISI 316 620 300 52 85
Para a realização das soldas foi utilizado o arame de diâmetro 1,6 mm,
com especificações AWS ER 316L-Si fabricado pela Di Martino. A composição
química, bem como suas propriedades mecânicas são mostradas na Tabela
4.3 e 4.4, respectivamente, de acordo com as especificações do fabricante.
Tabela 4.3 – Composição química do metal de adição ER 316L-Si pela % em
peso conforme fabricante.
Tipo de
metal de
adição
Teor de cada elemento constituinte em %
C Si Mn P S Cr Ni Mo Cu
ER 316L-Si 0,03 1,0 2,5 0,020 0,015 20 14 3 0,5
Tabela 4.4 – Propriedades mecânicas do metal de adição conforme fabricante.
Classificação
Limite de resistência
(MPA)
Alongamento Min (%)
AISI 316L-Si 520 30
Para a proteção da poça de fusão e raiz foi utilizado como gás de
proteção e purga o argônio.
39
4.2 Preparação do Metal de Base para a Soldagem
As amostras para a confecção dos corpos de prova (Cp’s) (juntas
soldadas) foram cortadas em guilhotina, com dimensões de 125 mm de
comprimento X 100 mm de largura X 7 mm de espessura mantendo o sentido
de laminação da direção longitudinal da chapa. Elas foram biseladas com
ângulo de 30º e limpas através de jateamento de areia, escova de aço
inoxidável austenítico e álcool etílico para garantir uma menor presença de
elementos contaminantes na superfície da região a ser soldada. Em seguida,
aos pares, perfazendo um total de dez, formaram juntas de topo com chanfro
em V e ângulo de 60º, como mostrado na Figura 4.2, sem nariz e com abertura
de raiz de 1 mm.
Depois de soldadas com a finalidade de avaliar a influência dos mesmos
no grau de sensitização, geraram dez juntas soldadas (corpos de prova) com
designação 01 a 10 com soldagem realizada adotando corrente contínua com
polaridade direta, usando uma vazão de gás de 7 litros/ minuto para proteção
da poça de fusão, com a mesma vazão para proteção de raiz. O eletrodo
utilizado foi o tungstênio toriado com 2 mm de diâmetro, e bocal de tocha
número 7.
Figura 4.2 – Dimensões da amostra para a confecção dos corpos de prova.
Chanfro
em V = 60º
100 mm
7 mm
125
40
4.3 Dispositivo de Fixação para Realização das Soldas
Foi necessário o desenvolvimento de um dispositivo para a fixação dos
Cp’s a mesa de trabalho, com o objetivo de:
• Garantir a regularidade e uma geometria constante do cordão;
• Evitar o empenamento dos corpos de prova mantendo os parâmetros de
soldagem constantes, como por exemplo, a distância entre o bico de
contato e a chapa que pode provocar instabilidade no processo. O
dispositivo é mostrado na Figura 4.3;
• Proteger a raiz dos Cp’s durante o processo de soldagem da
contaminação e oxidação de agentes do ar atmosférico (purga), feita
com gás argônio.
Figura 4.3 – Dispositivo de fixação e proteção de raiz dos corpos de prova.
4.4 Processo de Soldagem
A soldagem do aço foi realizada na posição plana empregando o
processo de soldagem TIG através de um aparelho de soldagem Migatronic
LTE 200 LEHF fabricada por Buck & Hickman.
41
A operação de soldagem foi realizada por soldador qualificado e, para
evitar variações dos parâmetros durante a soldagem, foram feitos vários testes
anteriores à soldagem para simular as condições de junção dos corpos de
prova. Com isso, reduziu-se ao máximo os problemas oriundos da variação da
distância entre o bico da tocha e os corpos de prova.
4.4.1 Parâmetros de soldagem
A soldagem foi realizada pelo processo TIG que possui uma eficiência
de 60% com metal de adição AWS ER 316L-Si com diâmetro de 1,6 mm e
argônio como gás de proteção e purga como dito anteriormente. O número de
passes utilizados para soldar cada corpo de prova e obter cada junta soldada
foram dois, sendo que não foi usado pré-aquecimento e a temperatura entre
passes foi mantida em 80º C. A medida de temperatura entre os passes foi
realizada através de um equipamento constituído por um termômetro a laser. A
velocidade de soldagem foi determinada através da cronometragem do tempo
de soldagem de cada junta considerando esse tempo como o tempo de arco
aberto.
Além disso, foram adotadas duas condições de resfriamento dos corpos
de prova após soldagem, ar e água, para se verificar a influência da taxa de
resfriamento no grau de sensitização da junta soldada.
Os parâmetros de soldagem utilizados para soldar cada corpo de prova
estão listados na Tabela 4.5.
42
Tabela 4.5 – Parâmetros de soldagem relacionados a cada corpo de prova.
Corpo
de prova
Corrente (A)
Tensão
(V)
Abertura de
raiz
Gás de
proteção
Resfriamento
* Velocidade de
soldagem (cm/min)
1º(passe) e 2º
(passe),
respectivamente.
01 70 9 1 Argônio Ar
7,58
7,97
02 80 10 1 Argônio Ar
7,97
7,85
03 90 12 1 Argônio Ar
8,14
7,33
04 100 14 1 Argônio Ar
8,14
7,97
05 115 15 1 Argônio Ar
7,85
8,80
06 120 16 1 Argônio Ar
7,85
8,14
07 100 14 1 Argônio Água
8.20
7.80
08 115 15 1 Argônio Água
7.90
8.70
09 120 16 1 Argônio Água
8.70
7.80
10 140 17 1 Argônio Água
8.20
8.15
Durante a realização das soldas, os parâmetros de soldagem (corrente e
tensão) foram monitorados utilizando-se um equipamento de fabricação Starret
denominado Strunk Messamatik conectado ao equipamento de soldagem
pertencente ao SENAI-MA. Depois de realizada a etapa de soldagem, os
corpos de prova passaram a fase de corte e preparação metalográfica.
43
4.5 Metalografia
Uma amostra contendo 1 cm
2
de área da chapa original foi retirada e
designada de ”como recebida” (CR) para posterior comparação com as demais
no estado soldado, objetivando a verificação da influência dos parâmetros de
soldagem na sensitização do aço AISI 316. Após a confecção e soldagem das
juntas soldadas, Figura 4.4, foram extraídas destas os corpos de prova para a
realização dos ensaios mecânicos, metalográficos e de corrosão, conforme
ilustrado na Figura 4.5.
Figura 4.4 – Juntas Soldadas.
Figura 4.5 – Figura esquemática das regiões ensaiadas: (1) microdureza; (2)
metalografia e ensaio de corrosão; (3) reserva; (4) e (4) regiões
descartadas (começo e fim de cordão); (5) corpo de prova com
dimensões de 1cm
2
.
1
2
3
4
4
5
44
Para seccionar as regiões 1, 2, 3 e 4, foi utilizado uma serra de fita e,
para a retirada dos corpos de prova contendo as regiões do MS, ZTA e MB
com dimensão de 1cm
2
conforme Figura 4.5, empregou-se uma cortadora
metalográfica CF III da Fortel.
As amostras seccionadas foram divididas em dez pares recebendo a
denominação de corpo de prova 01 a 10 de acordo com os seus respectivos
parâmetros de soldagem. Esses dez pares foram soldados com parâmetros
distintos, conforme anteriormente citado, com a finalidade de avaliar a
influência dos mesmos no grau de sensitização.
A preparação metalográfica dos Cp´s consistiu no embutimento destes
em resina poliéster de cura a frio. Em seguida, o material passou por processos
seqüenciais de lixamento com lixas d’ água de granulometria 100, 220, 320,
400, 600 e 1200, posteriormente a essa operação, foram polidas em alumina
de 1 µm e, depois, pasta de diamante de 0,3 µm.
4.5.1 Ataque eletroquímico segundo norma ASTM A 262
Trata-se de uma norma específica para identificar através da
microestrutura se o material apresenta susceptibilidade a sensitização, ou seja,
precipitação de carbonetos de cromo. Esse ataque eletroquímico visa analisar
qualitativamente através da microestrutura se o material está sensitizado ou
não.
O procedimento foi realizado com a preparação de uma solução de
cristais de ácido oxálico a 10 % (H
2
C
2
O
4
2H
2
O) diluídos em 900 ml de água
destilada. Para o ataque eletroquímico aplicou-se uma densidade de corrente
de 1A/ cm
2
, a temperatura ambiente, por 1,30 minutos segundo a norma ASTM
A 262, prática A [28]. A Figura 4.6 mostra o conjunto usado para a realização
do ensaio.
45
Figura 4.6 – Ataque eletroquímico segundo norma ASTM 262, prática A: (a)
Fonte CG Son Dual Tracking Dc Power Supply; (b) Becker e
corpo de prova.
O objetivo do ataque é classificar as microestruturas observadas como
sendo “step” (limite de contornos de grãos não envoltos por carboneto de
cromo), “dual” (alguns contornos com “ditches”, somado a “steps”, mas sem
nenhum grão completamente contornado por “ditches”) ou “ditch” (um ou mais
grãos completamente envoltos por carboneto de cromo) como ilustra a Figura
4.7, esse ataque é utilizado para a aceitação do material, contudo, ele não
rejeita a possibilidade de aplicação do mesmo, portanto, deve-se aplicá-lo em
associação com outros ensaios como, por exemplo, o DL-EPR.
Figura 4.7 – Classificação das estruturas atacadas de acordo com a norma
ASTM 262 prática A: (a) estrutura step; (b) estrutura dual; (c)
estrutura ditch.
a
b
(a) (b) (c)
46
4.6 Ensaio Eletroquímico de Reativação Potenciocinética de Ciclo Duplo
(DL-EPR)
Para avaliar quantitativamente a suscetibilidade do aço inoxidável
austenítico AISI 316 ao ataque intergranular, foi realizado o ensaio DL-EPR.
Para esse ensaio eletroquímico utiliza-se uma célula convencional
eletroquímica, Figura 4.8, de três eletrodos: o eletrodo auxiliar fabricado a partir
de uma folha de platina, um eletrodo de calomelano saturado (SCE) como o de
referência e as amostras de AIA AISI 316 como eletrodo de trabalho. Esses
eletrodos foram colocados dentro de uma solução eletrolítica 0.05 M H
2
SO
4
(ácido sulfúrico) + 0.01 M KSCN (tiocianato de potássio) conforme exemplifica
a Figura 4.8. O eletrodo de trabalho foi construído com as amostras do aço
inoxidável austenítico AISI 316 embutidas em resina poliéster de cura a frio.
Neste ensaio, conforme a literatura [27, 31], a amostra é polarizada
potenciocinéticamente a partir do potencial de corrosão com uma velocidade de
varrimento de 1,67 mV/s até um potencial em que a mesma fica passivada
invertendo a direção de varrimento, com isso, obtém-se duas curvas com um
pico de corrente cada uma, conforme ilustrada na Figura 3.15.
47
Figura 4.8 – Célula eletroquímica composta por três eletrodos: (a) eletrodo de
trabalho corpo de prova AIA 316; (b) Eletrodo de referência de
calomelano saturado ECS; (c) capilar de lugging; (d) eletrodo
auxiliar de platina.
Antes de iniciar a aquisição dos picos de corrente, foi feita a
estabilização do potencial fazendo-se uma varredura de potencial de circuito
aberto por 5 minutos. Depois de estabilizado o potencial do sistema, iniciou-se
a aquisição das curvas que resultaram no gráfico DL-EPR. O equipamento
usado para realização deste ensaio foi um Potenciostato/Galvanostato modelo
PAR 263A pertencente ao Laboratório de Eletroquímica (LELQ-DEQUI/ UFMA)
acoplado a um computador, como ilustrado na Figura 4.9, interfaceado ao
software PowerSuite com a atualização de 2008 onde eram obtidos e tratados
os dados. Os intervalos de tempo para a aquisição das curvas de realização do
ensaio foi de aproximadamente 7 minutos.
a
c
b
d
48
Figura 4.9 - Conjunto aparelhos para obtenção das Curvas DL-EPR: (a)
Potenciostato/Galvanostatato modelo PAR 263A; (b) célula
eletroquímica; (c) Computador.
O grau de sensitização (G
s
) ou a intensidade de sensitização foi avaliado
pela razão I
r
/I
a
, conforme Madiji e Streicher [31], aonde I
a
e I
r
representam as
correntes de pico anódica e pico reverso, respectivamente. Os parâmetros
adotados para a realização dos ensaios pelo teste DL-EPR são listados
resumidamente na Tabela 4.6.
a
b
c
49
Tabela 4.6 – Parâmetros do ensaio DL-EPR e as características de
programação do software durante ciclo operacional.
Parâmetros de montagem
Eletrólito 0.05 M H
2
SO
4
+ 0.01 M KSCN
Temperatura Temperatura ambiente
Velocidade de varredura 1,67 mV/s
Lixamento superficial final Lixa de granulometria 600
Potencial de corrosão - 300 mV
Potencial de passivação 0,350 mV
Software PowerCorr v. 2008
Programação do software
Initial Potential E
0
Vertex Potential E
1
Final potential E
2
0,0 mV
0,350 mV
0,0 mV
4.7 Microscopia Óptica
Nas análises microestruturais dos corpos de prova para avaliação da
sensitização para o estudo das amostras do aço inoxidável austenítico AISI 316
no estado como recebido e como soldado, submetidos ao ataque eletroquímico
conforme norma ASTM 262, prática A, foi utilizado um analisador de imagens
pertencente ao Laboratório de Caracterização Microestrutural de Materiais da
Universidade Federal do Maranhão (LCMM-DEFIS/ UFMA). Esse sistema é
constituído de uma câmera digital OLYMPUS PM C35DX, adaptada a um
microscópio óptico OLYMPUS BX51 TRF, Figura 4.10, que transfere a imagem
para um computador e monitor, respectivamente. Com base no programa de
imagens “Image-Pro Plus” versão 4.5 para Windows, as imagens foram
congeladas e armazenadas no computador para identificação das estruturas.
50
Figura 4.10 – Conjunto aparelhos para obtenção das imagens microestruturais:
(a) Microscópio Óptico OLYMPUS BX51 TRF; (b) Câmera Digital OLYMPUS
PM C35DX; (c) Microcomputador.
4.8 Tratamento Térmico de Solubilização
Para esse tipo de tratamento térmico foi utilizado a amostra com a pior
condição de sensitização depois da confirmação pelos ensaios eletroquímicos
segundo norma ASTM 262, prática A, DL-EPR, além de comprovada a
sensitização depois da análise microestrutural por microscopia óptica. Dessa
forma, a região reserva do corpo de prova soldado (junta soldada) que gerou,
como descrito anteriormente, a pior condição de sensitização foi seccionada
em três partes, sendo elas, designadas conforme Tabela 4.7.
Em seguida foram tratadas termicamente a uma temperatura de 1100º
C, em Forno MUFLA EDG-10PS, para intervalos de tempo conforme ilustra
Tabela 4.7. Cada amostra foi colocada no forno com sua respectiva
temperatura estabilizada durante o intervalo de tempo correspondente e,
a
b
c
51
terminado esse período de tempo, era retirada e temperada em água para
prevenir a sensitização do aço. Esse procedimento foi repetido até todos os
corpos de prova passarem por esse processo.
Tabela 4.7 – Relação entre a amostra, temperatura de solubilização e tempo de
exposição.
Corpo de prova
Temperatura de
Solubilização (°C)
Tempo de exposição
(minutos)
06 – 1 h
1100 60
06 – 2 h 1100 120
06 – 4 h 1100 240
4.9 Ensaio de Microdureza
O ensaio de microdureza realizado foi do tipo Vickers conforme norma
ASTM E384-89 [33] objetivando mapear a variação de dureza na ZTA da junta
soldada. Para isso foram realizadas três colunas de medidas com seis pontos
distintos iniciando no metal de solda e se estendendo até o metal de base,
usando uma carga de 300 gf, sendo as distâncias entre as medidas iguais a
0,25 mm conforme mostra a Figura 4.11.
Para efetuar as medidas de microdureza o equipamento empregado foi
um Microdurômetro Shimadzu HMV 2000, Figura 4.12, pertencente ao
Departamento de Mecânica e Materiais do CEFET-MA.
52
Figura 4.11 – Mapeamento para os pontos de penetração do ensaio de
microdureza Vickers.
Figura 4.12 – Microdurômetro Shimadzu HMV 2000.
53
4.10 Microscopia Eletrônica de Varredura e EDS
A microscopia eletrônica de varredura foi utilizada com o objetivo de
investigar na ZTA dos corpos de prova na condição como soldadas a existência
de precipitados tanto no grão como nos contornos de grãos e, verificar, por
método de energia dispersiva (EDS) a composição química dos elementos para
confirmar a presença de carbonetos de cromo nessas regiões. Além disto, foi
verificado o tamanho médio de grão na região anteriormente citada para
comparação da sua influência na propriedade de microdureza e precipitação de
carbonetos de cromo.
As amostras antes de serem analisadas no microscópio eletrônico de
varredura foram atacadas conforme estabelece norma ASTM 262 [28], prática
A. Em seguida foram lavadas em água para retirada do excesso de agentes
corrosivos do ataque e, logo em seguida, foram imersas em um becker
contendo álcool isopropílico durante cinco minutos e submetidas a ultra-som
como ilustração da Figura 4.13.
Figura 4.13 – Aparelho de ultra-som para limpeza de Cp’s
54
Logo após o término da limpeza foram encaminhadas para o MEV LEO
modelo Stereoscan 440 acoplado a um EDS Oxford Link EXL II (Figura 4.14),
pertencente ao Centro de Caracterização e Desenvolvimento de Materiais –
CCDM localizado na Universidade Federal de São Carlos – UFSCar no
Departamento de Materiais – DEMA. As condições de operação adotadas para
a análise das microestruturas foram as seguintes:
(i) As superfícies das amostras receberam a deposição de uma fina camada
de ouro para uniformização da superfície e melhor condução dos elétrons;
(ii) Foram colocadas em número de cinco no porta amostra em ordem
crescente de parâmetro de soldagem a uma distância média de trabalho de 1
mm;
(iii) A técnica utilizada foi a de feixe de elétrons retroespalhados.
Figura 4.14 – Equipamento de microscopia eletrônica de varredura: (a) MEV
LEO modelo Stereoscan 440; (b) EDS Oxford Link EXL II.
a
b
55
5 RESULTADOS E DISCUSSÕES
Neste capítulo serão apresentados e analisados os resultados das
análises e ensaios realizados no aço AISI 316 estudado, que de certa forma,
permitiram o correto desenvolvimento do trabalho permitindo a obtenção de
resultados compatíveis com a literatura.
5.1 Cálculo das Energias de Soldagem Adotadas Para Realização das
Soldas dos Corpos de Prova
Como foram utilizados diferentes parâmetros de soldagem na realização
das soldas dos diferentes Cp’s, a energia de soldagem resultante e adotada na
soldagem de cada um destes é descrita na Tabela 5.1, conforme cálculos
realizados usando os parâmetros dados na Tabela 4.5 com o auxílio da
equação 3.1.
56
Tabela 5.1 – Energias de soldagem relacionadas aos corpos de prova.
Corpo de Prova
Energia de soldagem (KJ/ cm)
1º(passe) e 2º (passe),
respectivamente.
Energia de
Soldagem Média
(KJ/ cm)
01
4,98
4,86
4,74
02
6,02
6,06
6,11
03
7,96
8,40
8,84
04
10,31
10,42
10,53
05
13,18
12,47
11,76
06
14,67
14,41
14,15
07
10.24
10,50
10.77
08
13.10
12,49
11.89
09
14.77
14,41
14.05
10
17.52
17,81
18.10
De acordo com a Tabela 5.1 verificou-se que a energia de soldagem
aumenta gradativamente com o aumento da corrente, tensão e velocidade de
soldagem empregada como parâmetros de soldagem.
5.2 Análise Metalográfica dos Corpos de Prova Soldados
A análise microestrutural do material “como recebido” (CR) revelou a
presença de uma microestrutura ditch conforme norma ASTM A 262 [28], ou
57
seja, a presença de precipitados nos contornos de grãos e na matriz
austenítica, conforme ilustrado na Figura 5.1. A presença da estrutura ditch
deve-se, provavelmente, a exposição na faixa de temperatura de 450ºC a
850ºC o que ocasionou a sensitização durante processo de fabricação do aço
conforme afirmações da literatura [23-25].
Figura 5.1 – Microestrutura da amostra CR.
Nas Figuras 5.2 e 5.3, é possível verificar através da análise
microestrutural por microscopia ótica que todos os Cp’s de prova soldados com
energias de soldagem de acordo com a Tabela 5.1, tiveram precipitação de
Cr
23
C
6
nas regiões de contornos de grão. Dessa forma, ficou evidente a
presença nas micrografias das estruturas ditches, de acordo com a norma
ASTM A 262 [28]. No entanto, esses precipitados estão finamente dispersos
nos contornos de grão e na matriz se comparados com a norma ASTM A 262,
prática A.
58
(a) (b)
(c) (d)
Figura 5.2 – Microestruturas dos corpos de prova: (a) Cp’s 01; (b) Cp’s 02; (c)
Cp’s 03 e (d) Cp’s 04.
59
(a) (b)
(c) (d)
(e) (f)
Figura 5.3 – Microestruturas dos corpos de prova: (a) Cp’s 05; (b) Cp’s 06; (c)
Cp’s 07; (d) Cp’s 08; (e) Cp’09 e (f) Cp’s 10.
60
Outro ponto importante a ser destacado está relacionado com a
influência dos elementos constituintes do AIA AISI 316 na cinética de formação
de carbonetos de cromo. Conforme referências bibliográficas [34-38] a adição
de 0,04% a 1% de nitrogênio em aços 304L provoca um retardamento na
nucleação e crescimento de carbonetos de cromo nos contornos de grãos. Em
aços 316L, a adição de nitrogênio entre valores percentuais de 0,08% a 0,16%
provoca um aumento na resistência a corrosão e o tempo para a sensitização
da liga. Ambos os AIA foram submetidos a procedimentos da norma ASTM A
262, prática A [27], para verificação dos precipitados.
Ainda conforme a literatura Luz et al, Strawstron et al [39, 40], teores de
molibdênio de 2% em aços inoxidáveis austeníticos, necessitam de apenas
11% de cromo para prevenir a corrosão, sendo que, AIA sem molibdênio
precisam de um teor de cromo de 15% para essa prevenção. O molibdênio
também reforça o efeito benéfico do nitrogênio, pois 2% de molibdênio
adicionado ao aço inoxidável 18% Cr – 15% Ni aumenta o tempo para produzir
sensitização como especificado na literatura [40].
Apesar do AIA AISI 316 avaliado possuir esses elementos em valores
proporcionais aos estudos anteriormente citados, verificou-se a precipitação
para a amostra como recebida e para as submetidas a soldagem com os
valores da E
s
conforme Tabela 5.1, pois de acordo com as afirmações de Luz
et al e Strawstron et al [39, 40], a sensitização ocorre devido ao processo de
difusão em função do tempo, levando a uma compreensão de que em
processos que envolvam temperaturas que ativem a cinética de difusão do
cromo e carbono para os contornos de grão, possibilite a formação de
pequenos sítios de precipitação, ou seja, a formação de finos precipitados em
virtude da composição dos teores de nitrogênio e molibdênio.
Assim, essa precipitação muito fina pode dificultar a detecção de Cr
23
C
6
através da microscopia óptica (MO) colocando em dúvida os padrões
estabelecidos pela norma ASTM A 262, pois durante os processos em que os
aços inoxidáveis austeníticos sejam submetidos a ciclos térmicos, por exemplo
a soldagem, esses finos precipitados formados na ZTA podem favorecer o
crescimento de carbonetos como afirma Luz et al [39].
61
5.3 Ensaio Eletroquímico Potenciocinético de Ciclo Duplo DL-EPR para
os Corpos de prova Soldados
Em virtude da dificuldade de identificação dos finos precipitados através
de MO, da não quantificação do grau de sensitização através da norma ASTM
A 262 [28], para as diferentes energias de soldagem obtidas para os diferentes
parâmetros, foi realizado em cada corpo de prova o ensaio DL-EPR cujos
resultados são apresentados nas Figuras 5.4, 5.5 e 5.6.
(a) (b)
(c) (d)
Figura 5.4 – Ensaios DL-EPR para os corpos de prova: (a) CR; (b) Cp’s 01; (c)
Cp’s 02 e (d) Cp’s 03.
-0,35 -0,30 -0,25 -0,20 -0,15 -0,10 -0,05 0,00 0,05 0,10
0,0000
0,0005
0,0010
0,0015
0,0020
0,0025
i
r
= 0,000113
i
a
= 0,002120
i/A
E/ (V vs. ECS)
G
s
= 0,053
-0,35 -0,30 -0,25 -0,20 -0,15 -0,10 -0,05 0,00 0,05 0,10
0,000
0,001
0,002
0,003
0,004
0,005
0,006
i
r
= 0,000694
i
a
= 0,00564
I/A
E/ (V vs ECS)
G
s
= 0,123
-0,40 -0,35 -0,30 -0,25 -0,20 -0,15 -0,10 -0,05 0,00 0,05 0,10
0,000
0,001
0,002
0,003
0,004
0,005
i
r
= 0,000757
i
a
= 0,00456
i/A
E/ (V vs ECS)
G
s
= 0,166
-0,35 -0,30 -0,25 -0,20 -0,15 -0,10 -0,05 0,00 0,05 0,10
-0,001
0,000
0,001
0,002
0,003
0,004
0,005
0,006
0,007
i
r
= 0,000116
i
a
= 0,00607
I/A
E/ (V vs ECS)
G
s
= 0,192
62
(a) (b)
(c) (d)
(e) (f)
Figura 5.5 – Ensaio DL-EPR para os corpos de prova: (a) Cp’s 04; (b) Cp’s 05;
(c) Cp’s 06; (d) Cp’s 07; (e) Cp’08 e (f) Cp’s 09.
-0,35 -0,30 -0,25 -0,20 -0,15 -0,10 -0,05 0,00 0,05 0,10
0,000
0,001
0,002
0,003
0,004
0,005
i
r
= 0,000112
i
a
= 0,00503
I/A
E/V vs ECS
G
s
= 0,224
-0,35 -0,30 -0,25 -0,20 -0,15 -0,10 -0,05 0,00 0,05 0,10
-0,001
0,000
0,001
0,002
0,003
0,004
0,005
0,006
0,007
i
r
= 0,000187
i
a
= 0,00686
I/A
E/ (V vs ECS)
G
s
= 0,273
-0,35 -0,30 -0,25 -0,20 -0,15 -0,10 -0,05 0,00 0,05 0,10
-0,001
0,000
0,001
0,002
0,003
0,004
0,005
0,006
0,007
i
r
= 0,000223
i
a
= 0,00687
I/A
E/ (V vs ECS)
G
s
= 0,324
-0,40 -0,35 -0,30 -0,25 -0,20 -0,15 -0,10 -0,05 0,00
0,0000
0,0005
0,0010
0,0015
0,0020
i
a
= 0,00187
i
r
= 0,00015
I/A
E/ (V vs ECS)
G
s
= 0,085
-0,45 -0,40 -0,35 -0,30 -0,25 -0,20 -0,15 -0,10 -0,05
-0,0002
0,0000
0,0002
0,0004
0,0006
0,0008
0,0010
0,0012
0,0014
0,0016
0,0018
i
r
= 0,00174
i
a
= 0,00012
I/A
E/ (V vs ECS)
G
s
=0,127
-0,45 -0,40 -0,35 -0,30 -0,25 -0,20 -0,15 -0,10 -0,05 0,00
-0,0002
0,0000
0,0002
0,0004
0,0006
0,0008
0,0010
0,0012
0,0014
0,0016
0,0018
0,0020
i
r
= 0,00179
i
a
= 0,00027
I/A
E/ (V vs ECS)
G
s
= 0,150
63
Figura 5.6 – Ensaio DL-EPR para o corpo de prova: Cp’s 10.
Conforme o gráfico da Figura 5.4 (a), observa-se para a amostra “CR”
um grau de sensitização G
s
= 0,053 que corresponde à estrutura do tipo ditch
representada pela Figura 5.1. Essa observação está de acordo com Majidi e
Streicher [31], aonde taxas de corrente (i
r
/i
a
) com valores menores que 0,001
correspondem à estrutura “step” isentas de precipitados nos contornos de
grãos. Taxas entre 0,001 e 0,05 indicam uma estrutura do tipo “dual”, na qual
alguns precipitados são observados, mas não circundam completamente o
grão. Para taxas maiores que 0,05 correspondem a uma estrutura “ditches”,
com os grãos completamente circundados por carbonetos de cromo, relação
esta aplicada para aços inoxidáveis austeníticos.
De acordo com os gráficos das Figuras 5.4 (b), (c) e (d) e 5.5 (a), (b) e
(c), correspondentes aos Cp’s de 01 a 06 soldados com energias de soldagens
de acordo com a Tabela 5.1, apresentaram G
s
maiores que 0,05 demonstrando
que todos esses Cp’s apresentam estrutura ditch em concordância com os
estudos constantes na literatura [31].
Isso permite concluir que durante o processo de soldagem TIG do aço
inoxidável austenítico AISI 316, a zona termicamente afetada é uma região do
metal que atinge temperaturas no intervalo de precipitação dos Cr
23
C
6
que
ocasionam a sensitização e, conseqüentemente, a corrosão intergranular.
Pode ser ressaltado que os gráficos dos Cp’s de prova (01, 02, 03, 04,
05 e 06) soldados, representado pelas Figuras 5.4 (b), (c) e (d) e 5.5 (a), (b) e
-0,35 -0,30 -0,25 -0,20 -0,15 -0,10 -0,05 0,00 0,05 0,10
0,000
0,001
0,002
0,003
0,004
0,005
G
s
= 0,29
i
r
= 0,00488
i
a
= 0,001439
I/A
E/ (V vs ECS)
64
(c), apresentam um pico de corrente na varredura reversa do material. Este
pico de corrente i
r
proporciona a dissolução preferencial do filme passivo que
cobre a região pobre em cromo, ou seja, as regiões adjacentes aos contornos
de grão como afirmações de Neto et al [25]. Essa deterioração provocada pela
varredura anódica serve para identificar as regiões empobrecidas em cromo
.
Esse empobrecimento dará início à migração de elétrons das áreas anódicas
para as regiões catódicas do material dando início ao processo de corrosão
como afirmações da literatura [22, 23, 25].
Além disto, todas as amostras soldadas tiveram os valores do grau de
sensitização maiores que a amostra “CR” e, quanto maior a E
s
, maior o valor
do G
s
em conseqüência do aumento da extensão da zona sensitizada. Esta
dependência da sensitização em função da E
s
também foi observada em
estudos de Neto et al e Luz et al [25, 39] para aços inoxidáveis austeníticos
304, 304L e 316 soldados com diferentes energias de soldagem com os
processos TIG e MIG.
Para os Cp’s (07, 08, 09 e 10) representados pelos gráficos da Figura
5.5 (d), (e), (f) e Figura 5.6 (a), nota-se a influência do resfriamento em água
após soldagem se comparado com o resfriamento ao ar para os Cp’s 04, 05 e
06 representados pelas Figura 5.5 (a), (b) e (c). O grau de sensitização teve
uma diminuição para os Cp’s de prova resfriados em água se comparados com
os Cp´s resfriados ao ar, considerando-se que os Cp’s (04 e 07), (05 e 08), (06
e 09) foram soldados com energias de soldagem similares conforme Tabela
5.1.
Este fenômeno está relacionado ao tempo de permanência na
temperatura de sensitização conforme afirmações da literatura [23, 24, 40].
Quando ocorre o resfriamento em água o tempo para ocorrer à precipitação de
Cr
23
C
6
é menor que o resfriamento ao ar. Isto reflete diretamente na cinética de
difusão, quanto menor o tempo para ocorrer à difusão do cromo para combinar
com o carbono nos contornos de grão, menor será a quantidade de Cr
23
C
6
precipitados nos contornos de grão e, respectivamente, o grau de sensitização
do metal.
65
5.4 Tratamento Térmico de Solubilização
Após a verificação da pior condição de sensitização, Cp’s 06, das juntas
soldadas, foi realizado um tratamento térmico de solubilização para verificar se
era possível minimizar a sensitização no aço em estudo na condição como
soldado. Para isso, da parte reserva da junta soldada correspondente ao corpo
de prova 06, conforme metodologia, foram extraídos três Cp’s que foram
submetidos ao tratamento térmico. Suas microestruturas estão ilustradas na
Figura 5.7.
(a) (b)
(c)
Figura 5.7 – Microestruturas dos corpos de prova tratados termicamente por
processo de solubilização: (a) Cp’s 06 1 h; (b) Cp’s 06 – 2h; (c) Cp’s 06 – 4h.
66
De acordo com as microestruturas obtidas nas Figura 5.7, pode ser
identificada a estrutura dual, ou seja, há a ocorrência de contornos com alguns
precipitados e, também, regiões de contornos de grão sem a presença dos
precipitados ricos em cromo de acordo com Khatak [41].
Durante o tratamento térmico de solubilização a temperatura de 1100 ºC
ocorre o fenômeno da dissolução de boa parte dos precipitados formados
durante o processo de soldagem, sendo que, a têmpera realizada
imediatamente após a retirada dos Cp’s do forno tem a função de não permitir
que os Cr
23
C
6
dissolvidos precipitem novamente em grande quantidade nos
contornos de grão.
Com esse tratamento, evita-se a exposição do aço a um intervalo de
temperatura entre 450º a 850º que pode ocasionar a precipitação de Cr
23
C
6
nos
C
g
conforme relata a literatura [23, 40, 42]. Notou-se através da Figura 5.7 que
o tratamento térmico a essa temperatura num intervalo de 4 horas foi o mais
eficaz para a dissolução dos precipitados na matriz austenítica.
A Figura 5.8 ilustra o G
s
dos corpos de prova submetidos ao tratamento
térmico de solubilização conforme Tabela 4.7 foram iguais a G
s
= 0,02
confirmando a estrutura do tipo dual conforme Majidi e Streicher [32]. Com isso,
infere-se que o tratamento térmico de solubilização foi um método eficaz para
minimizar a sensitização e prevenir a corrosão intergranular do aço inoxidável
austenítico AISI 316, submetido ao processo de soldagem TIG nas condições
adotadas neste trabalho para o Cp’s.
67
(a) (b)
(c)
Figura 5.8 – Ensaio DL-EPR para os corpos de prova: (a) Cp’s 06 - 1 h; (b)
Cp’s 06 – 2h; (c) Cp’s 06 – 4h.
5.5 Microscopia Eletrônica de Varredura
A Microscopia Eletrônica de Varredura foi realizada para comprovação
das regiões que sofreram a corrosão intergranular em virtude da presença de
finos precipitados não observados através de MO e, que por ventura, possam
deixar alguma dúvida relacionadas a eficácia do método DL-EPR.
As Figuras 5.9 e 5.10 ilustram as microestruturas obtidas através da
MEV.
-0,40 -0,35 -0,30 -0,25 -0,20 -0,15 -0,10 -0,05 0,00
-0,0002
0,0000
0,0002
0,0004
0,0006
0,0008
0,0010
0,0012
0,0014
i
r
= 0,00120
i
a
= 0,000035
G
s
=0,02
I/A
E/ (V vs ECS)
-0,40 -0,35 -0,30 -0,25 -0,20 -0,15 -0,10 -0,05 0,00
0,0000
0,0005
0,0010
0,0015
0,0020
i
r
= 0,00193
i
a
= 0,000038
G
s
=0,02
I/A
E/ (v vs ECS)
-0,40 -0,35 -0,30 -0,25 -0,20 -0,15 -0,10 -0,05 0,00
-0,0002
0,0000
0,0002
0,0004
0,0006
0,0008
0,0010
0,0012
0,0014
G
s
=0,02
i
a
= 0,000031
i
a
= 0,00117
I/A
E/ (V vs ECS)
68
(a) (b)
(c) (d)
(e) (f)
Figura 5.9 – MEV para os corpos de prova: (a) Cp’s 01; (b) Cp’s 03; (c) Cp’s 04;
(d) Cp’s 06; (e) Cp’07 e (f) Cp’s 10.
69
(a) (b)
(c)
Figura 5.10 – MEV para os corpos de prova tratados termicamente: (a) Cp’s 06
– 1h; (b) Cp’s 06 – 2h; (c) Cp’s 06 – 4h.
As microestruturas obtidas no MEV, Figura 5.9 (a), (b), (c) e (d),
mostram a presença de valas nas microestruturas e, ao passo que a energia de
soldagem aumentou, essas valas foram ficando maiores. Esse resultado
mostra claramente que as regiões adjacentes aos contornos de grão foram
corroídas quando o aço inoxidável austenítico AISI 316 foi exposto ao ataque
em ácido oxálico conforme norma ASTM 262, prática A, confirmando a
estrutura ditch de acordo com os ensaios DL-EPR realizados em laboratório.
70
Para a Figura 5.9 (e) e (f) observa-se as valas com larguras menores em
virtude do seu menor grau de sensitização devido ao resfriamento em água se
comparadas as 5.9 (a), (b), (c) e (d) resfriadas ao ar, entretanto, são
microestruturas compatíveis com a presença de ditches. Para a Figura 5.10
(a), (b) e (c) observa-se pequenos sítios de deterioração nos C
g
e matriz
austenítica, contudo não apresentam as valas contínuas o que está relacionado
ao tratamento térmico de solubilização.
Todas as Figuras 5.9 e 5.10 estão em conformidade com os ensaios DL-
EPR provando mais uma vez que este método é uma excelente forma de
avaliar quantitativamente o grau de sensitização do aço inoxidável austenítico,
constatação essa que se encontra em conformidade com as referências
bibliográficas [25, 27, 31, 39 e 42].
A análise através de MEV seria a mais indicada para verificação de
precipitação fina de carboneto de cromo nos contornos de grão, em virtude, da
lacuna deixada pela microscopia óptica para análise de precipitados finamente
dispersos [39].
5.6 Composição Química através de EDS
Nas Tabelas 5.2, 5.3 e 5.4 que seguem, são apresentadas as
composições químicas de cada um dos elementos constituintes do AIA AISI
316 na região dos contornos de grãos para os corpos de prova (01, 03, 04, 06,
07, 10, 06 – 1h, 06 – 2h e 06 – 4h).
De acordo com as tabelas citadas anteriormente, verifica-se que a
composição química do cromo nos C
g
dos Cp’s possui um valor compreendido
entre 21,92% e 23,06% para as diferentes energias de soldagem. No entanto, o
aço AISI 316 possui em sua composição química de acordo com o fabricante
uma variação de cromo entre 16% a 18%, correspondendo assim, a um
aumento de cromo nas regiões de contornos de grão de aproximadamente
30%. Isto revela que os Cp’s soldados com diferentes E
s
sofreram uma
precipitação de Cr
23
C
6
nos contornos de grão, provavelmente, em detrimento
71
do cromo nas regiões adjacentes aos contornos de grão, como relatam Gentil,
Silva e Strawstron [23, 24 e 40] mostrando claramente a ocorrência de
sensitização.
Tabela 5.2 – Análise de EDS no contorno de grão para os corpos de prova 01,
03 e 04.
Corpo de
prova
01 03 04
Elemento
químico
% total % total % total
C 0,75 0,66 1,75
Si 0,45 0,38 0,96
Mo 0,23 1,10 1,17
Cr 22,93 22,63 22,47
Mn 1,84 1,89 2,23
Fe 67,62 67,26 65,75
Ni 6,19 6,10 5,66
Tabela 5.3 – Análise de EDS no contorno de grão para os corpos de prova 06,
07 e 10.
Corpo de
prova
06 07 10
Elemento
químico
% total % total % total
C 0,80 0,36 0,52
Si 0,86 0,79 0,58
Mo
1,16 0,80 0,72
Cr 21,92 22,95 23,06
Mn 1,87 2,36 2,12
Fe
66,49 67,69 67,66
Ni 6,50 5,05 5,34
72
Tabela 5.4 – Análise de EDS no contorno de grão para os corpos de prova 06 –
1h, 06 – 2h e 06 – 4h.
Corpo de
prova
06 – 1h 06 – 2h 06 – 4h
Elemento
químico
% total % total % total
C 0,80 0,44 0,65
Si 0,97 1,21 0,99
Mo 1,02 1,09 1,13
Cr 22,46 22,37 22,27
Mn 2,01 2,50 2,09
Fe 66,78 66,37 66,56
Ni 5,95 6,02 5,96
5.7 Perfil de Microdureza para ZTA dos Corpos de Prova
As Figuras 5.11 e 5.12 mostram os perfis de microdureza para os dez
corpos de prova nas condições como soldados e a Figura 5.13 ilustra os perfis
de microdureza para a pior condição de sensitização, Cp’s 06, submetida a
tratamento térmico de solubilização. Os resultados da microdureza para todas
as condições de soldagem adotadas no trabalho, mostram para os corpos de
prova soldados que a ZTA apresenta uma dureza menor se comparadas
comparados ao metal de solda e metal de base. Isto se explica em função da
granulação grosseira dessa região, pois quanto maior o tamanho de grão do
aço menor será a sua dureza e, conseqüentemente, maior a ductilidade dos
aços inoxidável austenítico AISI 316, conforme Carvajal [26]. A Tabela 5.5
mostra o tamanho de grão médio da ZTA para as diferentes condições de
soldagem do material estudado.
73
(a) (b)
(c) (d)
(e) (f)
Figura 5.11 – Perfil de microdureza dos corpos de prova: (a) Cp’s 01; (b) Cp’s
02; (c) Cp’s 03; (d) Cp’s 04; (e) Cp’05 e (f) Cp’s 06.
MS1 MS2 MS3 ZTA1 ZTA2 MB
180
190
200
210
220
Perfil de Microdureza
Dureza (Hv)
Região Analisada
1ª Linha de medida
2ª Linha de medida
3ª Linha de medida
MS1 MS2 MS3 ZTA1 ZTA2 MB
170
180
190
200
210
220
1ª Linha de medida
2ª Linha de medida
3ª Linha de medida
Perfil de Microdureza
Dureza (Hv)
Região Analisada
MS 1 MS 2 MS 3 ZTA 1 ZTA 2 MB
160
170
180
190
200
210
220
Perfil de Microdureza
1ª Linha de medida
2ª Linha de medida
3ª Linha de medida
Dureza (Hv)
Região Analisada
MS1 MS2 MS3 ZTA1 ZTA2 MB
170
180
190
200
210
Perfil de Microdureza
1ª Linha de medida
2ª Linha de medida
3ª Linha de medida
Dureza (Hv)
Região Analisada
MS1 MS2 MS3 ZTA1 ZTA2 MB
170
180
190
200
210
Perfil de Microdureza
1ª Linha de medida
2ª Linha de medida
3ª Linha de medida
Dureza (Hv)
Região Analisada
MS1 MS2 MS3 ZTA1 ZTA2 MB
180
190
200
210
Perfil de Microdureza
1ª Linha de medida
2ª Linha de medida
3ª Linha de medida
Dureza (Hv)
Região Analisada
74
(a) (b)
(b) (d)
Figura 5.12 – Perfil de microdureza dos corpos de prova: (a) Cp’s 07; (b) Cp’s
08; (c) Cp’s 09; (d) Cp’s 10.
MS1 MS2 MS3 ZTA1 ZTA2 MB
180
190
200
210
220
230
240
250
Perfil de Microdureza
1ª Linha de medida
2ª Linha de medida
3ª Linha de medida
Dureza (Hv)
Região Analisada
MS1 MS2 MS3 ZTA1 ZTA2 MB
190
200
210
220
230
240
Perfil de Microdureza
1ª Linha de medida
2ª Linha de medida
3ª Linha de medida
Dureza (Hv)
Região Analisada
MS1 MS2 MS3 ZTA1 ZTA2 MB
190
200
210
220
230
240
250
260
Perfil de Microdureza
1ª Linha de medida
2ª Linha de medida
3ª Linha de medida
Dureza (Hv)
Região Analisada
MS1 MS2 MS3 ZTA1 ZTA2 MB
180
190
200
210
220
Perfil de Microdureza
1ª Linha de medida
2ª Linha de medida
3ª Linha de medida
Dureza (Hv)
Região Analisada
75
(a) (b)
(c)
Figura 5.13 – Perfil de microdureza dos corpos de prova: (a) Cp’s 06 – 1h e (b)
Cp’s 06 – 2h e (c) Cp’s 06 – 4h.
Como se observa nas Figura 5.12, houve uma diminuição da dureza na
região da ZTA da junta soldada de AIA AISI 316 para os corpos de prova
submetidos ao tratamento térmico de solubilização para temperatura constante
em tempos diferentes. Provavelmente, ocorreu uma dissolução desses
carbonetos de cromo presentes em solução sólida promovendo uma maior
homogeneidade dos elementos cromo e carbono no aço 316, promovendo uma
diminuição na microdureza desse aço como afirmações de Wainer et al,
Folkhard e Carvajal [11,13 e 26].
MS1 MS2 MS3 ZTA1 ZTA2 MB
170
180
Perfil de Microdureza
1ª Linha de medida
2ª Linha de medida
3ª Linha de medida
Dureza (Hv)
Região Analisada
MS1 MS2 MS3 ZTA1 ZTA2 MB
160
170
180
Perfil de Microdureza
1ª Linha de medida
2ª Linha de medida
3ª Linha de medida
Dureza (Hv)
Região Analisada
MS1 MS2 MS3 ZTA1 ZTA2 MB
160
170
180
Perfil de Microdureza
1ª Linha de medida
2ª Linha de medida
3ª Linha de medida
Dureza (Hv)
Região Analisada
76
Tabela 5.5 – Tamanho de grão das amostras observadas em MEV.
Corpo de prova Tamanho de grão (µm)
01 30,48
03 36,28
04 43,27
06 60,10
07 45,38
10 65,95
0 6– 1h 63,72
06 – 2h 73,81
06 – 4h 90,57
77
6 CONCLUSÕES
Analisando os resultados obtidos da soldagem do aço inoxidável
austenítico AISI 316 pelo processo TIG, para diferentes parâmetros de
soldagem e tratamento térmico de solubilização pode-se concluir:
• Durante o processo de soldagem TIG ocorreu a precipitação de
carbonetos de cromo nos contornos de grão (sensitização) do aço
inoxidável austenítico AISI 316 para todas as condições de soldagem
empregadas no estudo, sendo que, o G
s
de sensitização cresceu
gradativamente com o aumento da energia de soldagem;
• A avaliação através da norma ASTM A262, prática A, pode não ser
eficaz na identificação das regiões de precipitados de Cr
23
C
6
finamente
dispersos. Isto pode induzir a erros na avaliação da sensitização desse
material, onde ocorram situações que requerem processos de soldagem
e haja condições favoráveis para o surgimento desse tipo de precipitado,
o que pode ocasionar a corrosão intergranular quando o material for
exposto a um meio corrosivo;
• O ensaio eletroquímico de reativação potenciocinética de ciclo duplo
(DL-EPR) mostrou-se um método eficiente na determinação da
sensitização da ZTA de juntas soldadas em aços inoxidáveis
austeníticos AISI 316, mesmo quando a precipitação de Cr
23
C
6
for muito
refinada;
• A microscopia eletrônica de varredura é um método eficaz para a análise
microestrutural do aço em estudo quando da ocorrência de precipitados
finamente dispersos nos contornos de grão;
• O tratamento térmico de solubilização a 1100 ºC em intervalos de
temperatura de 1, 2 e 4 horas foi um método eficaz para diminuir a
intensidade de sensitização na ZTA da junta soldada com o maior índice
desse fenômeno;
• O resfriamento em água após soldagem das juntas soldadas diminui a
intensidade de sensitização do aço quando comparado ao resfriamento
78
ao ar. Isto porque, as juntas soldadas resfriadas em água tiveram um
tempo de precipitação de carbonetos muito menor do que aquelas
resfriadas ao ar, em conseqüência da menor precipitação de Cr
23
C
6
,
ocorreu também, uma diminuição na dureza desse metal resfriado em
água;
• A microdureza da ZTA das juntas soldadas apresentou-se mais baixa
em relação ao metal de solda e metal de base, fator esse associado ao
crescimento de grão dessa região que induz a uma maior dureza e
ductilidade.
79
7 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
• Realizar a caracterização dos carbonetos de cromo Cr
23
C
6
através de
técnicas de Raios-X no aço inoxidável austenítico AISI 316 fazendo uma
comparação com os resultados obtidos nesse estudo;
• Estudar a influência dos parâmetros de soldagem em outros aços da
série 300 e sua conseqüência na sensitização desses metais;
• Fazer um estudo de ciclos térmicos na junta soldada e relacionar as
taxas de resfriamento para outros processos por fusão, como por
exemplo, a soldagem pelo processo MIG, TIG e Eletrodo revestido;
• Desenvolver um equipamento portátil que permita a análise da superfície
metálica, através do ensaio eletroquímico de reativação potenciocinética
de ciclo duplo (DL-EPR), da intensidade de sensitização nos aços
inoxidáveis, tendo em vista esse processo ser não destrutivo.
80
81
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