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UNIVERSIDADE ESTADUAL PAULISTA
‘JÚLIO DE MESQUITA FILHO’
CAMPUS DE ILHA SOLTEIRA
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PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
“CARACTERIZAÇÃO MICROESTRUTURAL DO
METAL DE SOLDA DEPOSITADO POR
ARCO SUBMERSO
EM CHAPAS DE AÇO-CARBONO ESTRUTURAL”
Ilha Solteira
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UNIVERSIDADE ESTADUAL PAULISTA
‘JÚLIO DE MESQUITA FILHO’
CAMPUS DE ILHA SOLTEIRA
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PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
CARACTERIZAÇÃO MICROESTRUTURAL DO METAL DE SOLDA
DEPOSITADO POR ARCO SUBMERSO
EM CHAPAS DE AÇO-CARBONO ESTRUTURAL
Márcia Regina Vieira de Araújo
Orientador: Prof.Dr. Juno Gallego
Dissertação apresentada à Faculdade de Engenharia de
Ilha Solteira da Universidade Estadual Paulista “Júlio de
Mesquita Filho”, como parte dos requisitos exigidos para
a obtenção do título de Mestre em Engenharia
Mecânica.
Ilha Solteira, Outubro de 2006
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FICHA CATALOGRÁFICA
Elaborada pela Seção Técnica de Aquisição e Tratamento da Informação - Serviço
Técnico de Biblioteca e Documentação da UNESP - Ilha Solteira.
Araújo, Márcia Regina Vieira de
A663c Caracterização microestrutural do metal de solda depositado por arco submerso em
chapas de aço-carbono estrutural / Márcia Regina Vieira de Araújo. -- Ilha Solteira :
[s.n.], 2006
118 p. : il.
Dissertação (mestrado) - Universidade Estadual Paulista. Faculdade de Engenharia de
Ilha Solteira, 2006
Orientador: Juno Gallego
Bibliografia: p. 112-118
1. Arco de soldagem submersa. 2. Microestrutura. 3. Aço - Inclusões.
4. Solda e soldagem.
..................................................................................................................Publicações
ARAÚJO, Márcia Regina Vieira de; POLIDO, Rafael Saito; VENTRELLA, Vicente Afonso;
GALLEGO, Juno. Microstructural Analysis of Submerged-Arc Weldment in Low-Carbon Steel
by Scanning Electron Microscopy. Brazilian Journal of Morphological Sciences, Campinas, v.
22, n. (Suppl.), p. 355-356, 2005.
MUSARDO, Gustavo Borges; ARAÚJO, Márcia Regina Vieira de; BARELA, Renato; ARTONI,
Mário Alberto Almeida; VENTRELLA, Vicente Afonso; GALLEGO, Juno. Microestrutura de
Revestimentos Empregados na Reabilitação de Perfis Hidráulicos Erodidas pela Cavitação. In:
CONSOLDA 2005, São Paulo. Anais do XXXI Congresso Nacional de Soldagem. São Paulo:
Associação Brasileira de Soldagem, 2005. p. 1-10.
MUSARDO, Gustavo Borges; ARAÚJO, Márcia Regina Vieira de; YAMAKAMI, Wyser José;
VENTRELLA, Vicente Afonso; GALLEGO, Juno. Recuperação de Turbinas Hidráulicas
Cavitadas por Depositação de Revestimentos a Base de Cobalto - Aspectos Microestruturais. In:
ABM 2005, Belo Horizonte. Anais do 60. Congresso Anual da Associação Brasileira de
Metalurgia e Materiais. São Paulo: Associação Brasileira de Metalurgia e Materiais, 2005. p.
2764-2773.
C JÚNIOR, Donizeth A; POLIDO, Rafael Saito; VIOTO JÚNIOR, Leonildo; ARAÚJO, Márci
a
Regina Vieira de; GALLEGO, Juno. Adaptação de uma Fonte Inversora Multiprocessos para
Soldagem por Arco Submerso. In: XII CREEM, 2005, Ilha Solteira. Anais do XII Congresso
N
acional dos Estudantes de Engenharia Mecânica. 2005. p. 1-2.
POLIDO, Rafael Saito; C JÚNIOR, Donizeth A; VIOTO JÚNIOR, Leonildo; ARAÚJO, Márci
a
Regina Vieira de; GALLEGO, Juno. Caracterização da Zona Termicamente Afetada em Aço
Estrutural Submetido à Soldagem por Arco Submerso. In: XII CREEM, 2005, Ilha Solteira.
Anais do XII Congresso Nacional dos Estudantes de Engenharia Mecânica. 2005. p. 1-2.
VIOTO JÚNIOR, Leonildo; C JÚNIOR, Donizeth A; ARAÚJO, Márcia Regina Vieira de;
POLIDO, Rafael Saito; GALLEGO, Juno. Estudo da Deposição do Metal de Solda através do
Processo de Soldagem por Arco Submerso. In: XII CREEM, 2005, Ilha Solteira. Anais do XII
Congresso Nacional dos Estudantes de Engenharia Mecânica. 2005. p. 1-2.
VIEIRA DE ARAÚJO, M. R.; ASSELLI, A. A. C.; YAMAKAMI, W. J.; TOKIMATSU, R. C.;
VENTRELLA, V. A.; GALLEGO, J. Estudo das inclusões não-metálicas formadas no metal de
solda depositado por arco submerso. Trabalho a ser apresentado no XVII CBECIMAT -
Congresso Brasileiro de Engenharia e Ciência dos Materiais, que será realizado entre os dias 15 e
19 de novembro de 2006 no Hotel Mabu em Foz do Iguaçu/PR.
Dedico
a minha mãe Aparecida e meu pai Luiz
a minha irmã Marcela e meu irmão Giuliano
a minha avó Adelina Andrioli Vieira
aos meus avós Encarnacion e Geraldo (in memorian)
com muito amor e carinho.
Agradecimentos
Agradeço a Deus pela minha vida abençoada e pela vida das pessoas
que amo e que me são muito caras: meus pais, meu irmão, minha irmã, tios
e tias, primos, primas e amigos.
A minha tia e querida amiga Maria Lúcia de Araújo Poiati pelo apoio
constante em todo o meu crescimento profissional e pessoal.
Ao meu noivo, Ângelo Martins da Silva, pela compreensão, apoio e
incentivo.
Ao meu orientador de Mestrado Prof. Dr Juno Gallego, pelos preciosos
ensinamentos, orientação, experiência e comprometimento durante todo
o período de pesquisa e execução dos trabalhos.
Ao Prof. Dr Vicente Afonso Ventrella, por gentilmente ceder a máquina
fotográfica digital, possibilitando assim a aquisição de imagens para
realização deste trabalho
A CAPES pela concessão da bolsa de Mestrado possibilitando a realização
dos trabalhos.
Aos técnicos e funcionários do Departamento de Engenharia Mecânica
em especial ao Sr. Marino Teixeira Caetano pela execução de corpos de
prova e incontestável apoio durante ensaios de soldagem.
A todos os funcionários da empresa SERVTEC de Ilha Solteira, pela
utilização do laboratório para realização dos ensaios de soldagem e todo
apoio disponibilizado pela empresa para realização deste trabalho.
À empresa ICEC de São José do Rio Preto, pela doação de material de
pesquisa para elaboração dos ensaios deste trabalho.
Ao Laboratório de Caracterização Estrutural do Departamento de
Engenharia de Materiais da Universidade Federal de São Carlos, pela
utilização do Laboratório para realização de ensaios.
Aos alunos de graduação Rafael Saito Polido, Donizeth Aparecido de
Carvalho Júnior, Leonildo Vioto Júnior, Gabriel Agreli de Melo, Marcelo
Silveira Linhares pela participação e colaboração durante a realização
deste trabalho.
Aos funcionários e estagiários do NAC da Pós-Graduação do
Departamento de Engenharia Mecânica, em especial ao Técnico em
Informática, Sr. Elias Amaral dos Santos pelo contínuo suporte em software
e hardware.
A Pró Reitoria de Pós Graduação e Pesquisa da UNESP, pelo auxílio
financeiro nas participações em eventos científicos.
A todos os funcionários do Serviço de Biblioteca e Documentação da
Faculdade de Engenharia de Ilha Solteira, em especial ao bibliotecário
Sr.João Josué Barbosa pela orientação e constante acompanhamento da
redação dos capítulos Revisão Bibliográfica e Referências Bibliográficas.
Resumo
ARAÚJO, M. R. V. Caracterização Microestrutural do Metal de Solda Depositado por Arco
Submerso em Chapas de Aço-Carbono Estrutural. Ilha Solteira, 2006. 96p. Dissertação
(Mestrado em Engenharia Mecânica) – Faculdade de Engenharia de Ilha Solteira, Universidade
Estadual Paulista “Júlio de Mesquita Filho”.
O processo de soldagem por Arco Submerso é um dos processos de soldagem mais
importantes na fabricação de modernas estruturas de engenharia, utilizado na fabricação metálica
como tubos, navios, perfis, vasos de pressão e trocadores de calor, diferencia-se dos demais
processos de soldagem pela utilização de um fluxo granular composto basicamente de
componentes minerais como óxidos e silicatos. Este fluxo é alimentado à região de solda
proporcionando uma solda sem respingos, luminosidade e radiação, além de proteger a região de
solda da oxidação atmosférica. As propriedades mecânicas dependem da microestrutura do metal
de solda, neste sentido, estudos realizados demonstram que a microestrutura ferrita acicular
possui uma ótima combinação entre resistência mecânica e tenacidade. Inclusões não metálicas
presentes no metal de solda podem promover a formação da ferrita acicular durante a
transformação de fase, no entanto há nucleação de outras microestruturas.. A microestrutura
ferrita acicular (AF) depende da composição e tamanho das inclusões não metálicas presentes no
metal de solda. Estas inclusões são geralmente óxidos, silicatos que são formados durante o
processo de soldagem. Algumas substâncias como a zircônia e zirconita são potenciais
nucleadores da ferrita acicular, neste sentido adicionou-se no metal de base a zircônia, zirconita e
alumina para análise de uma eventual participação destes aditivos na formação da
microestrututura do metal de solda. .Os ensaios de soldagem foram realizados com controle e
monitoramento dos parâmetros elétricos, visto que estes são fatores importantes na formação da
geometria do cordão de solda. Os materiais utilizados como metal de base foi uma chapa de aço
estrutural do tipo ASTM A36, como metal de adição o AWS E70S-6, além do fluxo granular
comercial usado na soldagem por Arco Submerso. A alta densidade de inclusões presentes em
metais de solda assegura uma densidade alta de locais de nucleação da ferrita acicular, assim o
presente trabalho desenvolve-se analisando a quantidade de inclusões formadas no metal de solda
depositado por Arco Submerso em diferentes condições de soldagem. Os demais parâmetros
analisados foram a geometria do cordão de solda com base nas diferentes energias de soldagem
utilizadas e análise quantitativa das microestruturas presentes no metal de solda. Avaliou-se a
quantidade de ferrita acicular formada para vinte e quatro condições diferentes de soldagem, além
da ferrita acicular outros microconstituintes estão presentes nos contornos de grão do metal de
solda, como a ferrita poligonal intragranular PF(I) e ferrita de contorno de grão PF(G).que são
microestruturas prejudiciais a tenacidade.
Palavras-chave: Arco Submerso, Microestrutura, Inclusões, Geometria do cordão de solda.
Abstract
___________________________________________________________________
ARAÚJO, M. R. V. Microstructural Characterization of Weld Metal Deposited by
Submerged-Arc-Welding. Ilha Solteira, 2006. 96p. Master of Science Dissertation in
Mechanical Engineering – Faculdade de Engenharia de Ilha Solteira, Universidade Estadual
Paulista “Júlio de Mesquita Filho”.
Submerged-Arc Welding (SAW) is one of the most important welding processes applied
in the fabrication of modern engineering structures. During the deposition of molten steel, which
is protected against oxidation by agglomerated flux layer, the microstructure of the weldment
undergoes considerable changes because of the heating and cooling cycles directly related to the
welding process were employed. Mechanical properties of welded joint can be improved by a
well design welding microstructure. Some studies have shown that acicular ferrite provides an
optimum combination of strength and toughness in steel weld metal. The flux formulations are
prepared using mineral compounds, such as oxides and silicates, and it is possible to increase the
content of acicular ferrite by higher quantity of intragranular nucleation sites. So, dispersed non-
metallic inclusions can promote the formation of acicular ferrite during phase transformation, at
the expense of other undesirable weld phases such as allotriomorphic and Widmanstätten ferrite.
In experimental procedure ASTM A36 steel grade was used as a metal base, together AWS E70-
S6 solid wire and a commercial active flux commonly applied for SAW processing. Bead on
plate welding was performed in flat position and nominal heat input changed from 1.0 to 3.3
kJ/mm. Transverse sections of weld deposit were prepared according standard grinding (up to
1200-grit SiC paper) and polishing (1.0 µm alumina) methods, followed by moderate etching in
2% nital for optical microscopy (OM). So, it was possible to determine some important weld
bead geometry parameters such as penetration, reinforcement and bead width. Using quantitative
metallography techniques allowed that some microstructure features were determined too, when
inclusion size distribution and volume fraction of microphases were obtained. Heat input
variations were considered main responsible for significant changes of bead geometry, which
behavior have shown increase when higher energy levels were applied to welding process.
Inclusion size distribution has also been affected by heat input and it was possible to define that
inclusions mean size decrease from 6 to 4µm without significant changes in volume fraction,
which was estimated approximately 2%. The analysis carried out on the samples after chemical
etching was able to attain both qualitative and quantitative information about weld metal
microstructure. The microstructure of weld metal showed that acicular ferrite was surrounded by
grain boundary proeutectoid (allotriomorphic) ferrite. Further constituent reveals the prior
austenite grain boundaries, which have shown a characteristic columnar grain growth. Acicular
ferrite, allotriomorphic and idiomorphic ferrite were determined be main constituents of weld
metal microstruture, being very small decrease of volume fraction of acicular ferrite with raising
heat input. The volume fraction of these main constituents were calculated 60%, 20% and 10%,
respectively, and meaning that is a good combination between microstructure and mechanical
properties of submerged arc weld metal can be obtained during the experimental development.
Keywords: submerged-arc-welding, microstructure, weld bead geometry, inclusions.
Lista de Ilustrações
Figura 2.1 - Processos de soldagem a arco idealizado por Bernardos e Zerener............................29
Figura 2.2 - Processos de soldagem a arco idealizado por Slavianoff e Kjellberg.........................30
Figura 2.3 - Processo de soldagem com arco protegido.................................................................30
Figura 2.4 - Ilustração do processo de soldagem por arco submerso.............................................32
Figura 2.5 - Variação da tensão no cordão de solda.......................................................................34
Figura 2.6 - Esboço do processo de soldagem com arco submerso...............................................41
Figura 2.7 - Parâmetros geométricos do cordão de solda...............................................................44
Figura 2.8 - Fotomicrografia do metal de solda, destacando ferrita acicular (AF) formada
intragranularmente e ferrita de contorno de grão (GF), aumento de 320 x, ataque Nital...............49
Figura 2.9-Fotomicrografia do metal de solda,destacando a ferrita poligonal (PF)formada nos
contornos de grão da austenita, ferrita acicular (AF) e pequena quantidade de perlita (P), aumento
de 80 x, ataque Nital.......................................................................................................................49
Figura 2.10-Fotomicrografia do metal de solda, mostrando em detalhe ferrita de segunda fase não
alinhada (NAC), aumento de 320 x................................................................................................50
Figura 2.11 - Fotomicrografia do metal de solda com multíplice constituintes da microestrutura,
ferrita e carbonetos (FC), ferrita de contorno de grão (GF), perlita (P), ferrita acicular (AF),
aumento de 150 x, ataque Nital......................................................................................................50
Figura 2.12 - Fotomicrografia do metal de solda, no destaque a ferrita de segunda fase alinhada
(AC), este constituinte tem sido encontrado na martensita, austenita e carbonetos entre as lamelas
de placas laterais de ferrita, aumento 320 x, ataque Nital..............................................................51
Figura 2.13-Fotomicrografia do metal de solda, neste caso utilizou-se solução de Picral, o
equivalente a 4%, onde pode-se observar fases retidas de austenita e martensita..........................51
Figura 2.14 - Aspectos típicos das ferritas Acicular (a) e de Widmanstatten (b). Aumento: 360
X.....................................................................................................................................................52
Figura 2.15 - Favorecimento da formação da ferrita acicular com aumento de grão austenítico,
que reduz potencialmente a nucleação da bainita nesses sítios Figura 2.16 - Micrografia
eletrônica de transmissão de plaquetas de ferrita acicular num aço soldado..................................54
Figura 2.16 - Micrografia eletrônica de transmissão de réplicas de extração em filme de carbono,
identificando as agulhas de ferrita acicular num aço soldado........................................................55
Figura 3.1 - Processo de ponteamento da junção da barra de aço estrutural usado como metal base
no processo de soldagem. Início da união das barras e retalhos para fixação na bancada de
soldagem (a). Processo de ponteamento finalizado (b)..................................................................61
Figura 3.2 - Aplicação dos aditivos sobre a superfície do metal base............................................62
Figura 3.3 - Montagem na seqüência (a), (b), (c) e (d) dos materiais para o ensaio de soldagem.63
Figura 3.4-Fonte utilizada nos ensaios de soldagem (a). Cabeçote de alimentação do arame (b).64
Figura 3.5 - Trator de soldagem com velocidade ajustável............................................................65
Figura 3.6 – Planejamento para preparação de amostras a serem analisadas.................................67
Figura 3.7 - Cordões de solda depositados na barra de aço estrutural ASTM A36........................68
Figura 3.8 - Amostra usada para a análise metalográfica...............................................................69
Figura 3.9 - Aspecto da amostra após a preparação macrográfica, revelando as regiões de solda.
Ataque com reativo de iodo. Metal de solda sem aditivo.Energia de soldagem 1,5 kJ/mm..........69
Figura 3.10 - Tratamento digital de imagens do cordão de solda mostrado onde estão definidas as
áreas do metal de solda e ZTA em (a), apenas o metal de solda em (b) e a região de diluição em
(c)....................................................................................................................................................70
Figura 3.11 - Esquema ilustrativo do mapeamento do metal de solda.......................................... 71
Figura 3.12 - Exemplo de distribuição de inclusões no metal de solda observadas na imagem
original da superfície polida (a) e após o tratamento de imagem (b). Amostra com aditivo zircônia
soldada com energia de soldagem 3,0 kJ/mm................................................................................72
Figura 3.13 - Microestrutura do metal de solda; aditivo alumina, energia de soldagem de 1,0
kJ/mm, amostra com e sem a grade de pontos de contagem..........................................................74
Figura 4.1 – Planejamento para preparação de amostras a serem analisadas.................................76
Figura 4.2 - Efeito da energia de soldagem sobre a geometria dos cordões: (a) reforço; (b)
penetração; (c) profundidade da ZTA; (d) largura do cordão de solda feito por arco submerso.80
Figura 4.3: - Efeito da energia de soldagem sobre a área da zona fundida (ZF) (a); a razão entre as
áreas da ZTA e ZF (b); a taxa de diluição (c) e a taxa de deposição (d)........................................83
Figura 4.4 – Micrografia de amostra soldada com energia de soldagem de 1 kJ/mm. Lâmina fina
observada no MET..........................................................................................................................84
Figura 4.5 - Distribuição de freqüência dos tamanhos das inclusões encontradas no metal de solda
das amostras, soldadas sem aditivo mas com diferentes energias de soldagem: (a) 1,0 kJ/mm; (b)
1,5 kJ/mm; (c) 2,0 kJ/mm; (d) 2,5 kJ/mm; (e) 3,0 kJ/mm e (f) 3,3 kJ/mm....................................86
Figura 4.6 - Distribuição de freqüência dos tamanhos das inclusões encontradas no metal de
solda, usando alumina como aditivo e diferentes energias de soldagem: (a) 1,0 kJ/mm; (b) 1,5
kJ/mm; (c) 2,0 kJ/mm; (d) 2,5 kJ/mm; (e) 3,0 kJ/mm e (f) 3,3 kJ/mm.........................................87
Figura 4.7 - Distribuição de freqüência dos tamanhos das inclusões encontradas no metal de
solda, usando zircônia como aditivo e diferentes energias de soldagem: (a) 1,0 kJ/mm; (b) 1,5
kJ/mm; (c) 2,0 kJ/mm; (d) 2,5 kJ/mm; (e) 3,0 kJ/mm e (f) 3,3 kJ/mm..........................................88
Figura 4.8 - Distribuição de freqüência dos tamanhos das inclusões encontradas no metal de
solda, usando zirconita como aditivo e diferentes energias de soldagem: (a) 1,0 kJ/mm; (b) 1,5
kJ/mm; (c) 2,0 kJ/mm; (d) 2,5 kJ/mm; (e) 3,0 kJ/mm e (f) 3,3 kJ/mm..........................................89
Figura 4.9 - Variação de parâmetros relativos à distribuição de inclusões. (a) quantidade; (b)
tamanho médio; (c) fração em área; (d) fração volumétrica; (e) número de inclusões por unidade
de área observada; (f) número de inclusões por unidade de volume..............................................93
Figura 4.10 - Detalhe da microestrutura do metal de solda apresentando diferentes morfologias da
ferrita após o ataque metalográfico das amostras feito com nital 2%............................................97
Figura 4.11 - Exemplos da microestrutura do metal de solda observada nas amostras soldadas
sem aditivo e com diferentes energias de soldagem: (a) 1,0 kJ/mm; (b) 1,5 kJ/mm; (c) 2,0 kJ/mm;
(d) 2,5 kJ/mm; (e) 3,0 kJ/mm e (f) 3,3 kJ/mm. Aumento padrão de 250 vezes. Ataque
metalográfico feito com nital 2%...................................................................................................98
Figura 4.12 - Exemplos da microestrutura do metal de solda observada nas amostras soldadas
com aditivo (alumina) mas com diferentes energias de soldagem: (a) 1,0 kJ/mm; (b) 1,5 kJ/mm;
(c) 2,0 kJ/mm; (d) 2,5 kJ/mm; (e) 3,0 kJ/mm e (f) 3,3 kJ/mm. Aumento padrão de 250 vezes.
Ataque metalográfico feito com nital 2%.......................................................................................99
Figura 4.13 - Exemplos da microestrutura do metal de solda observada nas amostras soldadas
com aditivo (zircônia) mas com diferentes energias de soldagem: (a) 1,0 kJ/mm; (b) 1,5 kJ/mm;
(c) 2,0 kJ/mm; (d) 2,5 kJ/mm; (e) 3,0 kJ/mm e (f) 3,3 kJ/mm. Aumento padrão de 250 vezes.
Ataque metalográfico feito com nital 2%.....................................................................................100
Figura 4.14 - Exemplos da microestrutura do metal de solda observada nas amostras soldadas
com aditivo (zirconita) mas com diferentes energias de soldagem: (a) 1,0 kJ/mm; (b) 1,5 kJ/mm;
(c) 2,0 kJ/mm; (d) 2,5 kJ/mm; (e) 3,0 kJ/mm e (f) 3,3 kJ/mm. Aumento padrão de 250 vezes.
Ataque metalográfico feito com nital 2%.....................................................................................101
Figura 4.15 - Variação média da fração volumétrica dos diferentes microconstituintes
encontrados no metal de solda em (a). Efeito da energia de soldagem sobre AF em (b); PF(G) em
(c); PF(I) em (d); FS em (e) e de outros constituintes em (f). A dispersão está representada
graficamente pelo desvio padrão dos resultado dos grãos desta morfologia de ferrita................105
Figura 4.16 - Análise comparativa da variação da fração volumétrica de microconstituintes com a
energia de soldagem, baseada nos resultados apresentados por Basu e Raman (2002) e Schumann
e French (1997) para a ferrita acicular AF (a) e de contorno de grão PF(G) (b)..........................109
Lista de Tabelas
Tabela 2.1 - Corrente aplicada em soldagem de aço com baixo teor de carbono...........................33
Tabela 2.2 - Classificação do fluxo para Arco Submerso segundo a composição química...........40
Tabela 2.3 - Microconstituintes ferrita e carbonetos na soldagem de aço de baixa liga................48
Tabela 3.1 - Composição química nominal em porcentagens de massa do metal base e do metal
de solda utilizados nos ensaios de soldagem..................................................................................60
Tabela - 4.1 – Energia de soldagem, parâmetros elétricos e velocidade de solda relativa aos
cordões de solda..............................................................................................................................75
Tabela 4.2 - Dimensões, em milímetros, do reforço medido nos cordões soldados.......................77
Tabela 4.3 - Dimensões, em milímetros, da penetração medida nos cordões soldados.................77
Tabela 4.4 - Dimensões, em milímetros, da profundidade da zona termicamente afetada medida
nos cordões soldados......................................................................................................................78
Tabela 4.5 - Dimensões, em milímetros, da largura medida nos cordões soldados.......................78
Tabela 4.6 - Efeito qualitativo dos parâmetros de processo sobre a geometria do cordão.............80
Tabela 4.7 - Área da zona fundida medida nos cordões de solda [mm
2
]........................................81
Tabela 4.8 - Área da região de diluição medida nos cordões de solda [mm
2
]................................81
Tabela 4.9 - Área da zona termicamente afetada nos cordões de solda [mm
2
]..............................82
Tabela 4.10 – Microanálise dos constituintes presentes nas inclusões no cordão de solda............85
Tabela 4.11 - Número total de partículas N observadas em 25 campos contíguos, correspondendo
a uma área analisada de 1,8 mm
2
....................................................................................................90
Tabela 4.12 - Tamanho médio das inclusões
d
[µm]....................................................................90
Tabela 4.13 - Fração em área das inclusões A
A
..............................................................................90
Tabela 4.14 - Número de inclusões por unidade de área N
A
[mm
-2
]..............................................91
Tabela 4.15 - Número de inclusões por unidade de volume N
V
[mm
-3
]........................................91
Tabela 4.16 - Fração volumétrica das inclusões não metálicas V
V
.................................................91
Tabela 4.17 - Resultados extraídos da literatura sobre a metalografia quantitativa das inclusões
não metálicas..................................................................................................................................94
Tabela 4.18 - Fração volumétrica de ferrita acicular AF no metal de solda [%]..........................102
Tabela 4.19 - Fração volumétrica de ferrita poligonal PF(G) no metal de solda [%]..................102
Tabela 4.20 - Fração volumétrica de ferrita poligonal PF(I) no metal de solda [%]....................103
Tabela 4.21 - Fração volumétrica de ferrita FS no metal de solda [%]........................................103
Tabela 4.22 - Fração volumétrica de outros microconstituintes no metal de solda [%]...............103
Tabela 4.23 - Coletânea de resultados extraídos da literatura sobre as diferentes morfologias da
ferrita que compõe a microestrutura do metal de solda................................................................106
Lista de Símbolos
AF Ferrita acicular
ASTM American Standard Testing Mechanical
AWS American Welding Society
A ampère
aC Antes de Cristo
D Penetração do cordão de solda
E Energia de soldagem [kJ/mm]
FS(A) Ferrita com segunda fase alinhada
FS(NA) Ferrita com segunda fase não alinhada
H Reforço do cordão de solda
IB Índice de Basicidade
I Corrente elétrica [A]
IIW Institute International Welding
MIG Metal Inert Gás
Mn Manganês
OM Optical microscopy
PF Ferrita primária
PF(G) Ferrita de contorno de grão ou primária
PF(I) Ferrita poligonal intragranular ou idiomórfica
SAW Submerged Arc Welding
Si Silício
TIG Tungsten Inert Gás
v velocidade de soldagem [mm/s]
V tensão ou voltagem em volts [V]
W largura do cordão de solda [mm]
Z medida geométrica da ZTA [mm]
ZTA Zona Termicamente Afetada
Sumário
CAPÍTULO 1 – INTRODUÇÃO.......................................................................................23
CAPÍTULO 2 – REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ..................................................................27
2.1 Histórico da soldagem ..............................................................................................27
2.2 Processos de soldagem por fusão ...........................................................................31
2.3 Soldagem por Arco Submerso .................................................................................31
2.4 Microestrutura de solda ............................................................................................42
2.4.1 Decomposição da austenita ........................................................................47
2.4.2 Ferrita acicular ............................................................................................52
CAPÍTULO 3 – MATERIAIS E MÉTODOS .....................................................................60
3.1 Materiais ...................................................................................................................60
3.2 Ensaios de soldagem ...............................................................................................65
3.3 Análise metalográfica das amostras .........................................................................68
CAPÍTULO 4 – RESULTADOS E DISCUSSÃO .............................................................75
4.1 Condições de soldagem ...........................................................................................75
4.2 Geometria do cordão de solda .................................................................................77
4.3 Distribuição de inclusões no metal de solda ............................................................84
4.4 Análise da microestrutura no metal de solda ...........................................................96
CAPÍTULO 5 – CONCLUSÕES ...................................................................................110
CAPÍTULO 6 – REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ....................................................112
23
Capítulo 1 – Introdução.
Capítulo 1
______________________________________________________________________________
INTRODUÇÃO
O processo de soldagem por Arco Submerso é um dos processos mais importantes
aplicado na fabricação de modernas estruturas de engenharia, empregado em grande escala na
indústria devido a sua facilidade de operação e produtividade. Pode ser utilizado na fabricação
metálica como tubos, navios, perfis, vasos de pressão, trocadores de calor, caldeiras e todo tipo
de equipamento pesado. Este processo utiliza um fluxo granular que é alimentado à região da
solda produzindo uma completa cobertura do arco e da poça de fusão, permitindo que a soldagem
se desenvolva sem respingos, luminosidades e radiação. O fluxo também é responsável pela
proteção química contra oxidação e controle da composição química e da microestrutura do metal
de solda. O fluxo granular age como elemento desoxidante para remover contaminantes como o
oxigênio, nitrogênio e enxofre da poça de fusão (OGBORN, 1993).
Uma característica importante do processo de soldagem por Arco Submerso é a eficiência
de deposição, que aproxima-se de 100%, pois não há perdas de metal por projeção. A perda de
calor através do arco é baixa devido ao efeito de isolamento térmico proporcionado pela camada
de fluxo.
O uso de elevada intensidade de corrente (até 2000A) aliado à elevada densidade de
corrente encontrada (60 a 100A/mm
2
), oferece ao processo elevada taxa de deposição. Essas
características tornam a soldagem por Arco Submerso um processo econômico e rápido. Em
média gasta-se em Arco Submerso 1/3 do tempo de soldagem requisitado para se fazer um
mesmo trabalho com eletrodo revestido.
Capítulo 1 – Introdução.
24
As soldas por Arco Submerso apresentam boa dutilidade, boa uniformidade e uma
excelente aparência do cordão de solda. Obtêm-se propriedades mecânicas compatíveis com às
do metal base (PARANHOS; SOUZA, 1999).
A principal limitação da soldagem por Arco Submerso é que o processo não permite a
soldagem fora da posição plana ou horizontal. De fato, a ação da gravidade, que sustenta a
camada de fluxo sobre a poça de solda, impede a soldagem fora de posição. O uso de
posicionadores de soldagem muitas vezes torna-se necessário em caso de soldas circunferenciais
(PARANHOS; SOUZA, 1999).
A alta quantidade de energia de soldagem faz com que usualmente chapas com espessura
acima de 6,4mm de espessura sejam utilizadas para o processo de soldagem por Arco Submerso
(OGBORN, 1993).
As condições de soldagem são importante para a geometria do cordão de solda, fator
determinante na qualidade da solda realizada. A inspeção dos cordões de solda resume-se a
ensaios não destrutivos (visual, líquido penetrante, partículas magnéticas, radiografia e ultrasom)
e ensaios destrutivos (ensaios de tração, impacto, dobramento, fadiga e dureza) que são
empregados no desenvolvimento da engenharia e no procedimento de soldagem. Além disso,
deseja-se que os cordões possuam determinada geometria, como valores determinados de largura,
reforço e penetração. Observando a geometria do cordão, nota-se que quanto maior a velocidade
de soldagem, mantendo-se constante a tensão e a corrente, menor será a energia de soldagem
(aporte térmico) e, portanto menor a largura da poça de fusão (LIMA et al., 2005)
A engenharia moderna requer, em escala crescente, materiais com elevados níveis de
resistência mecânica, tenacidade e trabalhabilidade, sem comprometimento do preço e
disponibilidade. Nesse sentido, o estudo da microestrutura de solda mostra-se importante com
Capítulo 1 – Introdução.
25
intuito de melhorar a qualidade da solda e consequentemente as propriedades mecânicas dos
materiais. A microestrutura ferrita acicular demonstra-se como microconstituinte que melhora a
tenacidade do material sem prejuízos significativos da resistência mecânica. A ferrita acicular
ocorre no interior do grão de austenita prévia, apresenta uma morfologia de grãos emaranhados,
bem como contorno de alto ângulo e elevada densidade de discordâncias, também pode ocorrer
isoladamente como ripa (DE MELLO, 2003).A ferrita acicular depende para sua nucleação, de
fatores como o tamanho e composição química das inclusões presentes nos cordões de solda.
O metal de solda típico possui cerca de 10
18
m
-3
inclusões com tamanhos maiores do que
0,5µm e que estão distribuídas na microestrutura. As inclusões são formadas no metal de solda
líquido pela reação do oxigênio com elementos desoxidantes como silício, alumínio e titânio
(BHADESHIA, 2001). As inclusões não metálicas são fundamentais na nucleação da ferrita
acicular, não só pelo fato de serem sítios de nucleação heterogênea, mas, também, por conterem
óxidos que influenciam muito a nucleação deste constituinte. O titânio e o zircônio são poderosos
desoxidantes na poça de fusão, e influenciam decisivamente a composição química das inclusões
de óxidos formadas.
A ferrita acicular se forma principalmente por nucleação heterogênea em inclusões não
metálicas de óxidos. Estas inclusões se formam na poça de fusão ainda líquida e no decorrer do
processo de solidificação, como resultado das reações entre os elementos de liga metálicos e não
metálicos. As inclusões em metais de solda, que usualmente tem uma composição química muito
complexa, são normalmente constituídas de misturas de óxidos e sulfetos. A composição química
tem grande influência no poder destas partículas em nuclear a ferrita acicular. A comparação do
potencial de adições do titânio-boro para a nucleação da ferrita acicular com o zircônio-boro
permitiu constatar que o zircônio pode formar inclusões eficazes para a nucleação da ferrita
acicular (DE MELLO, 2003).
Capítulo 1 – Introdução.
26
Outros constituintes além da ferrita acicular podem se formar no metal de solda de aços
carbono, e são identificáveis em microscópio ótico e classificados segundo a terminologia do
Instituto Internacional de Soldagem (IIW/IIS,1998), tais como a ferrita primária (PF) como sendo
de contorno ou interior dos grãos, onde denomina-se PF(G) a ferrita de contorno de grão ePF (I) a
ferrita poligonal intragranular, além destes constituintes pode-se encontrar no metal de solda a
ferrita com segunda fase alinhada FS(A) e ferrita com segunda fase não alinhada FS(NA). A
ferrita acicular é constituinte que favorece muito a tenacidade, pois não propicia caminhos
preferenciais para propagação de trincas, exigindo, ao contrário da ferrita de contorno de grão,
grande dispêndio de energia para a propagação de uma trinca, na medida em que suas ripas
obrigam a trinca a mudar de direção constantemente (DE MELLO, 2003). No presente trabalho
será feita a caracterização do metal de solda depositado por arco submerso e o papel das
inclusões não metálicas na formação da ferrita acicular será investigado e discutido.
27
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
Capítulo 2
______________________________________________________________________________________________
REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 Histórico da soldagem
Acredita-se que o processamento dos metais tenha sido originado junto à descoberta do
fogo (8000 a.C.). Há 5000 anos na cidade de Ur, Caldéia, onde uniam-se peças de ouro,
considerado o primeiro metal obtido e utilizado, por meio de brasagem. Há 3000 anos, o homem
inventou o processo de forjar a quente, concentrando o calor na zona da peça que queria ligar,
seguido de martelamento.
A utilização do ferro foi por volta de 2000 a.C. Descobertas arqueológicas indicam que o
início do desenvolvimento do metal deu-se na Mesopotâmia, de onde foi para China e Índia e
depois para o Egito, Grécia e Roma. Nesse período o homem começou a fabricar utensílios de
duas ou mais partes por meio de união por forjamento a quente, colocando uma peça sobre a
outra até o caldeamento.
Uma das mais antigas notícias que se tem sobre a soldagem remonta ao forjamento da espada
de Damasco (1300 a.C.) e ao uso de uma espécie de maçarico soprado pela boca usando álcool ou
óleo como combustível. Esta técnica usada pelos egípcios para fundir e soldar bronze foi
transmitida a gregos e romanos (SILVA, 1997).
Após a revolução industrial no século XIX surgiram novos processos de junção metálica. A
soldagem moderna teve seu nascimento a partir da descoberta do arco elétrico em 1801, por Sir
Humphrey Davis, o mesmo que em 1836 descobriu o acetileno. Historicamente os seguintes fatos
também foram importantes: (SILVA, 1997)
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
28
• 1877, Thompson estuda a soldagem por resistência elétrica.
• 1885, Bernardos e S. Olszewski depositaram a primeira patente do processo de soldagem
por arco elétrico, que obtiveram utilizando um eletrodo de grafite. Iniciou-se assim a
soldagem nos moldes como se apresenta hoje.
• 1889, N G Slavianoff e C. Coffin registraram a substituição do eletrodo de grafite por
arame metálico.
• 1898, Linde desenvolveu o processo de oxicombustível.
• 1901, Fouche e Picard ; primeiro maçarico industrial.
• 1919, C.J. Halsag introduziu a corrente alternada em processo de soldagem.
• 1929, H.M Hobart e P.K Denver utilizaram gás inerte como proteção ao arco elétrico .
• 1932, uso do fluxo granular, que se funde em contato com o calor do arco elétrico e dá
origem a escória protetora da poça de fusão.
• 1935, Soldagem com eletrodo revestido de tungstênio protegido por gás inerte (Tungsten
Inert Gas –TIG) e soldagem por arco submerso (Submerged Arc Welding) SAW.
• 1948, H. F. Kennedy desenvolve a soldagem com arame protegido por gás (Metal Inert
Gas -MIG)
Os principais processos de soldagem são os processos por fusão e por pressão. Os
processos de soldagem por fusão consistem em processos por chama, arco, em banho de
escória, aluminotérmico e raio laser, enquanto que por pressão são os processos na forja a
resistência elétrica, indução, ultra-som e atrito. (CENTRO DE INFORMAÇÃO METAL
MECÂNICA, 2006)
O processo de soldagem à chama utiliza o calor gerado pela queima de um gás, com o
material de adição introduzido separadamente. Atualmente é o processo mais rudimentar de
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
29
soldagem. A fusão por soldagem elétrica a arco voltaico origina-se da ação direta de um arco
voltaico que permite obter elevadas temperaturas limitando a zona de influência calorífica,
além de permitir o uso de qualquer atmosfera gasosa, que quando neutra proporciona menor
contaminação do banho metálico. O processo de soldagem por arco foi introduzido em 1887
por N. R. Bernardos, onde no princípio era um arco voltaico entre um eletrodo de carvão e a
peça e fusão ocorria sem consumir o eletrodo. Em 1889, Zerener introduziu no processo um
segundo eletrodo, fazendo o arco entre os dois eletrodos, sendo que a corrente não mais
percorria a peça, permitindo, portanto a soldagem de materiais não condutores. A Figura 2.1
ilustra estes processos.
Figura 2.1 - Processos de soldagem a arco idealizado por Bernardos e Zerener. (CENTRO DE
INFORMAÇÃO METAL MECÂNICA, 2006)
O processo de Slavianoff de 1892 introduziu a conexão elétrica na própria vareta do
material de adição, tornado o eletrodo consumível. Em 1905, Kjellberg criou o eletrodo revestido,
que permitiu incorporar substâncias, para produzir efeitos especiais na solda, como se pode
observar na Figura 2.2
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
30
Figura 2.2 - Processos de soldagem a arco idealizado por Slavianoff e Kjellberg. (CENTRO DE
INFORMAÇÃO METAL MECÂNICA, 2006)
O processo de soldagem com arco protegido iniciou-se com a utilização do hidrogênio,
processo conhecido como soldagem com "hidrogênio atômico" ou soldagem "arcatômica",
utilizava um arco voltaico em atmosfera de hidrogênio, entre dois eletrodos permanentes de
tungstênio, como mostra a Figura 2.3.
Figura 2.3 - Processo de soldagem com arco protegido. (CENTRO DE INFORMAÇÃO METAL
MECÂNICA, 2006)
O hidrogênio se dissocia no arco elétrico, passando para o estado atômico com absorção
de energia. Em contato com o metal de solda, o hidrogênio volta ao estado molecular, liberando
calor e aumentado o rendimento térmico do processo. A chama produzida pela queima do
hidrogênio também contribui para o rendimento térmico. A fonte de energia era um
transformador especial para produzir uma tensão de 70 volts para iniciar o arco. O processo caiu
em desuso quando gases neutros passaram a ser usados com atmosfera de soldagem.
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
31
Além dos processos de fusão, também há os processos de soldagem por pressão, onde a
energia é aplicada para provocar uma tensão no metal de base capaz de produzir a solubilização
na fase sólida.
No presente trabalho enfatizou-se os processos por fusão e em especial o processo de
soldagem por Arco Submerso. Inicialmente fez-se uma caracterização breve dos principais
processos de soldagem por fusão.
2.2 Processos de soldagem por fusão
Soldagem por fusão é um processo de união de metais no qual a coalescência destes é
conseguida por fusão e diferem-se dos processos de soldagem no estado sólido (soldagem por
explosão e soldagem por atrito) pelo fato de nestes últimos não haver fusão. Nos processos de
soldabrasagem e brasagem, no fato de que nestes processos somente o metal de adição é fundido,
enquanto que nos processos de soldagem por fusão, ambos, o metal de adição e o de base
fundem-se. (CENTRO DE INFORMAÇÃO METAL MECÂNICA, 2006)
2.3 Soldagem por Arco Submerso
A soldagem por arco submerso ou Submerged Arc Welding (SAW) é um processo de
soldagem automático no qual o calor é fornecido por um arco desenvolvido entre um eletrodo de
arame sólido ou tubular e a peça-obra. Tanto o metal base quanto a poça de fusão ficam
totalmente submersos em um fluxo granulado que garante a proteção contra os efeitos da
atmosfera. O fluxo granulado funde-se parcialmente, formando uma camada de escória líquida
que depois é solidificada.
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
32
Além das funções de proteção e limpeza do arco e do metal depositado, o fluxo na forma
granular funciona como um isolante térmico garantindo uma excelente concentração de calor que
caracteriza a alta penetração obtida por meio do processo. Uma vez que fica completamente
coberto pelo fluxo, o arco elétrico não é visível, e a solda se desenvolve sem faíscas,
luminosidades ou respingos, que caracterizam os processos de soldagem em que o arco é aberto
(RAMALHO; JÚNIOR, 1997). A Figura 2.4 ilustra o processo de soldagem por arco submerso.
Figura 2.4 - Ilustração do processo de soldagem por arco submerso (RAMALHO; JÚNIOR,
1997).
No Brasil a soldagem por arco submerso é utilizada na indústria de equipamentos
metálicos como tubos, navios, perfis, plataformas marítimas, trocadores de calor, além de
recuperação de peças como cilindros de laminação e peças rodantes de tratores. O arco submerso
é comumente usado para soldar chapas ou perfis de aço-carbono, os aços ligados também podem
ser soldados utilizando processo de arco submerso observando o limite de aquecimento para que
não ocorram danos na zona termicamente afetada (PARANHOS, 1999). O processo de arco
submerso também pode ser usado para união de peças de aço inoxidável e ligas de níquel, porém
não é recomendado para soldagem de alumínio, titânio, cobre, magnésio e suas ligas.
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
33
Os parâmetros a serem considerados na soldagem por arco submerso podem ser aqueles
pré-determinados como tipo e espessura do metal de base e propriedades requeridas para o metal
de solda, além dos parâmetros decididos na fase inicial da produção e em alguns casos,
determinados em função da disponibilidade de equipamentos, como tipo do equipamento, projeto
da junta, posicionamento da peça e do eletrodo, e os parâmetros primários, tais como corrente,
tensão, velocidade de soldagem, polaridade, combinação eletrodo-fluxo, diâmetro do arame,
distância bico-peça ou extensão livre do eletrodo e distribuição do fluxo (RAMALHO; JÚNIOR,
1997).
A corrente de soldagem atua diretamente na deposição do eletrodo, na profundidade de
penetração e na quantidade do metal de base fundido. Se a corrente é muito alta para uma dada
velocidade de soldagem, o excesso de penetração tende a furar ou vazar o metal de base. Altas
correntes produzem um reforço de solda excessivo, cujas tensões de concentração induzem à
maiores distorções. A Tabela 2.1 possui valores máximos e mínimos de correntes de soldagem
para aço com baixo teor de carbono.
Tabela 2.1 - Corrente aplicada em soldagem de aço com baixo teor de carbono (RAMALHO;
JÚNIOR, 1997).
Diâmetro
do eletrodo
Faixa de
Corrente (A)
pol mm mínima Máxima
5/64 2,0 200 600
3/32 2,4 230 700
1/8 3,2 300 900
5/32 4,0 420 1000
3/16 4,8 480 1100
7/32 5,6 600 200
¼ 6,4 700 600
5/16 8,0 1000 2500
3/8 9,5 1500 4000
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
34
A polaridade do eletrodo influencia a forma e dimensão da poça de fusão, além de afetar o
tipo de transferência e a estabilidade do arco elétrico. O eletrodo com polaridade inversa (+),
produz melhor penetração e um cordão mais bem feito, no entanto, se estiver conectado na
polaridade direta (-), proporcionará uma maior taxa de deposição com diminuição da penetração.
Com corrente alternada (±) a penetração e a taxa de fusão são médias, mas existe a vantagem de
utilizar eletrodos maiores e correntes mais elevadas.
Para soldagem com Arco Submerso recomenda-se o uso de polaridade direta, pois este
tipo de polaridade diminui a formação de poros, melhor controle do formato e aparência do
cordão de solda e maior penetração do cordão.
A tensão de soldagem influencia o formato da seção transversal do cordão e sua aparência
externa, como se pode observar na Figura 2.5. Um aumento da tensão resulta em um cordão mais
largo, menor penetração e em maior consumo de fluxo.
Figura 2.5 - Variação da tensão no cordão de solda (RAMALHO; JÚNIOR, 1997).
A velocidade de soldagem controla principalmente o tamanho do cordão e a penetração.
Uma vez que a corrente está relacionada à velocidade de soldagem, é preciso ajustá-la para
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
35
conseguir a penetração adequada sem que ocorra o transpasse da junta (vazamento). Velocidades
de soldagem excessivamente altas aumentam a tendência a mordeduras, porosidade, trincas e
cordões com formato não uniforme e velocidades de soldagem excessivamente baixas produzem
cordões sujeitos à trincas e poças de fusão excessivamente largam, resultando num cordão áspero
e com possíveis inclusões de escória. O uso de velocidades de soldagem excessivamente baixa
produz um cordão em forma de chapéu, que é sujeito a trincas, além da formação da poça de
solda muito grande em torno do arco elétrico, resultando em um cordão rugoso, com respingos e
inclusões de escória.
A energia de soldagem é calculada baseada nos parâmetros de corrente, tensão e
velocidade de soldagem e identifica a quantidade de calor adicionada a um material por unidade
de comprimento linear, pode ser representada pelas letra E (ou H, de “heat input”). É usualmente
expressa em kJ/mm, podendo também ser apresentada em kJ/cm ou J/mm. Para a soldagem a
arco elétrico o valor de E, em J/mm, é dado pela equação 2.1 (FORTES; ARAÚJO, 1994).
v
IV
E
.
η
=
(2.1)
Onde:
η
- eficiência de transferência, que depende do processo;
V
- tensão em volts (V);
I
- corrente elétrica em ampères (A);
v
- velocidade linear de soldagem, em mm/s.
Qualquer fonte de calor concentrada pode ser utilizada em um processo de soldagem e a
intensidade da fonte permite definir a capacidade do processo em concentrar a energia para
promover a fusão, ou seja, dá a idéia da potência (em W) utilizada para fundir uma determinada
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
36
área (em cm
2
), e sabe-se que para fundir a maioria dos metais é necessário utilizar uma fonte cuja
capacidade seja superior a 1000W/cm
2
.
O fluxo de calor durante a soldagem, pode afetar as transformações de fase durante a
soldagem e portanto, a microestrutura e as propriedades resultantes do metal de solda. Além de
ser responsável por tensões residuais e distorções.
O diâmetro do eletrodo também influencia na geometria do cordão de maneira geral,
mantendo-se todos os outros parâmetros constantes, uma diminuição no diâmetro do eletrodo
acarretará uma maior penetração, cordões mais altos e estreitos e uma maior taxa de deposição.
Para um valor de corrente igual, a mudança para um diâmetro de arame maior permite uma
melhor ligação de juntas mal ajustadas.
Finalmente, a camada de fluxo deve possuir uma altura mínima de maneira que o arco
fique totalmente submerso, pois se a camada for muito alta, o arco fica muito confinado e os
gases tem dificuldade para sair, o aspecto superficial do cordão é irregular. Por outro lado, se a
camada for muito rasa, o arco não ficará complemente submerso no fluxo, podendo vir a causar
centelhamento e respingos. A aparência do cordão também fica comprometida, assim como a
integridade do interior da solda, uma vez que poderá ocorrer contaminação pelo ar atmosférico.
Os fluxos utilizados no processo de soldagem por arco submerso podem ser classificados
de acordo com o método de fabricação (A), a influência que estes exercem nos elementos de liga
contida na solda depositada e o efeito causado nas propriedades da solda depositada (B) ou
quanto ao índice de basicidade (C) (OGBORN, 1999).
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
37
A - Classificação baseada no processo de fabricação do fluxo, que pode ser fundido,
misturado ou aglomerado.
Fluxo fundido: o fluxo fundido é constituído de óxidos de manganês, silício, alumínio, zircônio
ou cálcio e desoxidantes como ferro-silício, ferro-manganês ou ligas similares. Esses ingredientes
são fundidos em forno para formar um vidro metálico. Após o resfriamento, o vidro é reduzido a
partículas granulares, cujas dimensões requeridas asseguram características apropriadas para a
soldagem. A granulação fina é utilizada na soldagem com correntes baixas, enquanto que a
granulação grossa se presta às correntes mais altas.
Fluxo misturado: o fluxo misturado forma uma mistura mecânica de dois ou mais tipos de fluxos,
em proporções selecionadas de forma a obter uma propriedade definida. A grande desvantagem
deste tipo de fluxo é que não é possível garantir uma perfeita uniformidade dos componentes,
além de que estes podem se separar na embalagem ou na manipulação.
Fluxo aglomerado: o fluxo aglomerado é constituído de compostos minerais finamente moídos,
tais como óxido de manganês, silício, alumínio, zircônio ou cálcio e desoxidantes como ferro-
silício, ferro-manganês, ou ligas similares. A estes ingredientes é adicionado um agente
aglomerante, normalmente silicato de sódio ou potássio. O produto agregado é granular e é
sinterizado em temperaturas entre 600 a 900˚C.
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
38
B - Classificação do fluxo com relação ao efeito aos elementos de liga contido no metal
de solda depositado.
Independente do processo de fabricação, um fluxo pode ser classificado como ativo,
neutro ou fluxo de liga, dependendo da capacidade de mudar a liga contida na solda. Todos os
fluxos num processo de arco submerso variam a tensão do arco. Outras variáveis de solda podem
mudar com uma razão do fluxo consumido, para o eletrodo ou metal de solda depositado de
0,7/0,9 (fluxo/eletrodo). Um aumento desta razão pode ser devido aumento da tensão do arco ou
decréscimo da corrente de solda. Do mesmo modo, um decréscimo da razão fluxo/arame pode ser
causado pelo decréscimo da tensão do arco e acréscimo da corrente de solda.
Fluxo Ativo: contém quantidade controlada de manganês e/ou silício. Esses elementos de liga são
acrescentados no fluxo para melhorar a resistência a porosidade e trincas na solda causada por
contaminantes como oxigênio, nitrogênio e enxofre. Os fluxos ativos são usados principalmente
em soldas de passe único, pois contém desoxidantes como manganês e silício. Os elementos de
liga contidos no fluxo podem alterar a razão fluxo /arame. As quantidades de manganês e silício
depositados no metal de solda podem afetar a resistência ao impacto e propriedades mecânicas
deste metal.
Fluxo Neutro: o fluxo neutro contém pouquíssimo ou nenhum desoxidante, não produz mudança
significativa na composição química do metal de solda em função da grande mudança que ocorre
na voltagem/tensão do arco. Os fluxos neutros são usados em soldas de passos múltiplos em
placas com espessura maiores que 25mm. Para quantificar o fluxo, utiliza-se o número de
neutralidade de Wall (N)
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
39
[]
MnSiN %%100 ∆+∆=
(2.2)
onde:
=∆ Si%
mudança percentual no peso de silício
=∆ Mn%
mudança percentual no peso de manganês.
Fluxo ligado: Este fluxo possui quantidade suficiente de elementos de liga para produzir metal de
solda com eletrodo de aço carbono. É usado com arame de aço inoxidável e eletrodos em tira.
Fluxo com elementos de liga são aplicados na soldagem de aços ligados e recobrimento
superficial.
C - Classificação do fluxo com relação ao índice de basicidade (I.B.)
O índice de basicidade é a razão entre óxido metálico forte e óxido metálico fraco. O índice de
basicidade estabelecido pelo IIW (International Institute of Welding) é definido por:
)(2/1
)(2/1
22322
2222
ZrOTiOOAlSiO
FeOMnOSrOBaOOLiONaOKMgOCaFCaO
IB
+++
+++++++++
=
(2.3)
onde:
Fluxos ácidos:
I
B < 1,0
Fluxos Semi-básicos: 1,0<
I
B <1,5
Fluxos Básicos:
I
B
≥ 1,5.
O índice de basicidade é estimado na quantidade de oxigênio contida no metal de solda e
é usado para prever as propriedades do metal de solda. Os fluxos básicos possuem menor
quantidade de oxigênio no metal de base favorecendo boa tenacidade do metal de solda.
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
40
Uma outra maneira de classificação dos fluxos é através da composição química proposta
pela IIW, onde se apresenta oito diferentes classes, conforme mostra a Tabela 2.2 (PARANHOS;
SOUZA, 1999).
Tabela 2.2 - Classificação do fluxo para Arco Submerso segundo a composição química expressa
em porcentagem mássica (PARANHOS; SOUZA, 1999).
Tipo SiO
2
TiO
2
Al
2
O
3
MnO CaO MgO CaF
2
Ácido
Silicato Ca 50-60 3-5 25-30 8-12 2
Alto SiO
2
Neutro 30-40 10-15 0-5 25-30 10-15 5-10
Silicato Ca
Básico
Silicato Ca 30-40 3-5 26-45 0-5 10-15
Baixa SiO
2
Totalmente Básico
Baixo SiO2 5-12 10-15 10-15 30-40 20-30
Médio Al
2
O
3
Básico
Alumina
Básico 5-15 0-5 20-50 5-15 0-5 5-15 5-15
Alto Al
2
O
3
Neutro
alumina 10-20 5-15 20-50 10-20 0-5 0-10
Rutilo
Al
2
O
3
-TiO
2
Básico 5-20 5-25 0-10 5-10 10-20 0-20
Rutilico TiO
2
Ácido 30-40 0-10 35-45 0-10 0-10
Silicato Mn
O consumo teórico do fluxo é igual ao consumo do eletrodo, porém os parâmetros de
soldagem influenciam e alteram o consumo de fluxo, por exemplo, o consumo de fluxo aumenta
diretamente com a elevação da tensão de soldagem.
Os eletrodos são arames sólidos ou tubulares. Os arames sólidos são fabricados a partir de
fio-máquina e trefilados até sua dimensão final padronizada de acordo coma intensidade de
corrente. Os eletrodos são classificados de acordo com a sua composição química pelas normas
AWS A.5.17 e A.5.23 (PARANHOS; SOUZA, 1999).
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
41
O equipamento básico para soldagem por arco submerso consiste de uma fonte de energia,
uma tocha de soldagem, um alimentador de arame, um sistema de controle, um dispositivo para
alimentação do fluxo, um par de cabos elétricos e uma garra de fixação do cabo a peça. A Figura
2.6 mostra o desenho esquemático utilizado para arco submerso (RAMALHO; JÚNIOR, 1997).
Figura 2.6 - Esboço do processo de soldagem com arco submerso (RAMALHO; JÚNIOR, 1997).
A fonte de energia utilizada para este processo pode ser corrente contínua ou alternada. A
tocha de soldagem consiste de um bico de contato deslizante, de cobre e ligas, um sistema para
fixação do cabo de saída da fonte e um suporte isolante. O bico de contato deve ser adequado
para cada diâmetro de arame a ser utilizado.
O conjunto alimentador de arame consiste de um suporte para a bobina de arame utilizada
para soldagem, um motor de corrente contínua com controlador de velocidade e um conjunto de
roletes que servem para fazer a alimentação e auxiliar o desempeno do arame. O sistema de
controle permite o ajuste dos diversos parâmetros de soldagem, como por exemplo: velocidade de
alimentação do arame, velocidade de deslocamento da tocha ou da peça, conforme o caso,
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
42
corrente e tensão de soldagem. Estes vários controles podem estar em único painel, ou espalhados
elementos de soldagem.
Os cabos elétricos são chamados de cabos de soldagem quando transportam a corrente
elétrica da fonte de energia ao porta eletrodo e cabo de retorno, quando levam a corrente da peça
de trabalho para a fonte de energia. É necessária que os cabos sejam cobertos por uma camada de
material isolante e resistente a abrasão, a sujeira e a um ligeiro aquecimento que se deve a
resistência e a passagem de corrente elétrica. Os diâmetros dos cabos dependem basicamente da
corrente de soldagem, do ciclo de trabalho do equipamento e do comprimento total dos cabos do
circuito.
2.4 Microestrutura de solda
Independentemente de qual seja a região crítica do cordão de solda (metal base, zona
termicamente afetada ZTA ou o metal de adição), vários trabalhos tecnológicos e científicos
foram e ainda está sendo desenvolvido com o propósito de determinar qual seria o melhor
binômio estrutura - propriedades mecânicas . Recentemente, a estrutura ferrítica acicular tem sido
apontada como a microestrutura que melhor possibilita ótimos níveis de tenacidade sem que haja
significativas perdas de resistência mecânica.
A região que envolve o cordão de solda normalmente apresenta uma microestrutura
complexa, com várias morfologias e fases dispersas. Esta região pode ser subdividida em três
zonas (DALLAN; DAMKROGER, 1993):
Não afetada termicamente- constituída pelo metal base (chapa), apresenta a microestrutura típica
dos produtos laminados destinados para esta aplicação. No caso dos aços, ferrita e perlita são
freqüentemente observados.
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
43
Afetada termicamente (ZTA)- constituída pela alteração da microestrutura do metal base pelo
ciclo térmico de soldagem. A energia fornecida é suficiente para promover a austenitização e/ou
dissolução de fase, além do crescimento de grão. Com o resfriamento subsequente, a austenita
formada pode ser transformada em compostos como ferrita não poligonal, bainita ou martensita.
Zona de fusão- é constituída pelo volume fundido de metal base e de adição , cuja composição
química obviamente é diferente daqueles materiais que a originaram. Durante a soldagem esta
região geralmente é protegida por uma camada vítrea, produzida pela fusão de compostos
existentes em um fluxo. O fluxo pode, também, interferir no processo de solidificação, através da
inserção de inoculantes que favorecem a nucleação de fases de interesse tecnológico como a
ferrita acicular.
Os parâmetros de soldagem determinam a geometria final do cordão de solda, como para
altas velocidades de solda, mantendo-se constante tensão e corrente, menor será a energia de
soldagem e portanto, menor a largura do cordão de solda. Alguns trabalhos determinaram a
geometria do cordão de solda, sem a utilização de ensaios mecânicos variando-se valores de
tensão e corrente, concluindo-se que a tensão de soldagem possui grande influência na
penetração, enquanto que a velocidade possui influência significativa na largura do cordão
(LIMA, 2005). A Figura 2.7 ilustra os parâmetros geométricos D (penetração), W (largura), H
(reforço) e Z (medida da ZTA) encontrados nos cordões de solda.
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
44
Figura 2.7 - Parâmetros geométricos do cordão de solda.
A microestrutura do metal de solda é principalmente controlada pela composição química
e a taxa de resfriamento. Um dos principais parâmetros que afetam a microestrutura do metal de
solda é a adição de elementos de liga que influenciam a microestrutura pelo aumento da
temperabilidade, por exemplo, inibindo a transformação da ferrita de contorno de grão PF(G)
pelo controle da quantidade de oxigênio no metal de solda que afetará a composição e
distribuição de inclusões não metálicas.
Para alcançar valores aceitáveis de tenacidade ao impacto em baixas temperaturas de
serviço é necessário evitar a fratura por clivagem pelo controle da microestrutura. Para os metais
de solda, isto pode ser conseguido pelo aumento da quantidade de ferrita acicular através do
controle dos elementos de liga, pelo uso de consumíveis do tipo básico para produzir soldas de
baixo oxigênio com conseqüente diminuição de volume de frações de inclusões e pelo rigoroso
controle de impurezas tais como S, Sb, e N.
Bhadeshia (2001) observou que o efeito do manganês em metais de solda na região como
depositada e regiões reaquecidas e concluiu que aumentando a quantidade de manganês, na faixa
de 0,6 a 1,8% em peso, aumenta-se a quantidade de ferrita acicular e diminui a quantidade de
ferrita intergranular PF(G). Ao mesmo tempo também causa o refinamento da ferrita acicular na
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
45
região de como depositado e o refinamento das zonas reaquecidas de granulação grosseira e fina.
Verificou-se também que o pico de tenacidade é alcançado com aproximadamente 1,5% em peso
de manganês.
O aumento do teor de carbono aumenta o teor de ferrita acicular com o decréscimo da
ferrita de contorno de grão e também afeta a taxa de formação da ferrita com segunda fase
alinhada FS(A). A largura média dos grãos da austenita primária é diminuída com o aumento do
teor de carbono, aumento da quantidade de carbonetos formados, causa o refinamento das regiões
reaquecidas e aumenta a quantidade de segunda fase nas regiões reaquecidas de granulação fina.
O pico de tenacidade ao impacto foi conseguido com a combinação de 0,07% em peso de
carbono e 1,4% em peso de manganês.
O níquel age de maneira similar ao manganês e assim, tem um grande efeito sobre a
temperabilidade. O aumento da quantidade de níquel causa um aumento progressivo na ferrita
acicular, à custa da ferrita primária PF(G). O pico de tenacidade é deslocado de um teor de Mn de
1,4 para 0,6% em peso, quando até 3,5% em peso de níquel é adicionado.
Na região como depositada, o aumento do teor de molibdênio inicialmente aumenta a
acicuralidade e progressivamente diminui a fração volumétrica da ferrita intergranular PF(G). No
último estágio, a ferrita acicular inicial é substituída pela ferrita com segunda fase alinhada
FS(A).
O silício é encontrado em metais de solda devido a grandes quantidades de SiO
2
e
silicatos usados como constituintes dos fluxos. Com o aumento do teor de silício no metal de
solda, o teor de oxigênio diminui e a quantidade de ferrita acicular AF nas regiões como
depositada aumenta. Para metais de solda com baixos teores de manganês (0,6% em peso) o
aumento do teor de Si promove a formação de ferrita AF à custa da ferrita de contorno de grão
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
46
PF(G) e da ferrita com segunda fase alinhada FS(A). Para altos teores de manganês (1,4% em
peso), a fração volumétrica da ferrita acicular mantém-se praticamente constante.
Assim como para o silício e o titânio, o alumínio tem um grande efeito na população de
inclusões, mas este elemento tende a reduzir a temperabilidade. Para metais de solda, na condição
de como depositado, o aumento do teor de alumínio diminui a fração de ferrita acicular,
primeiramente aumentando e subsequentemente diminuindo. A quantidade de ferrita de contorno
de grão PF(G) mantém-se relativamente constante e a mudança no teor de ferrita acicular é
compensada pela ferrita FS(A). O alumínio tem ação desoxidante, pois reduz o teor de oxigênio,
formando inclusões.
O boro melhora a temperabilidade quando mantido em solução na austenita, mas na forma
de nitretos ou carbetos reduz a temperabilidade, já que as partículas parecem induzir a nucleação
de ferrita de contorno de grão PF(G).
O grau de acicularidade com adição de nióbio é aumentado. No entanto, o nióbio segrega
para o contorno de grão durante a solidificação e isto causa uma alta temperabilidade local e a
formação de redes isoladas de martensita. Os níveis de nióbio devem ser mantidos o mais baixo
possível, uma vez que ele parece ser deletério à tenacidade devido a formação de carbonitretos.
A adição de vanádio causa o aumento da quantidade de ferrita acicular nas regiões como
depositada à custa das ferritas PF(G) e FS(A) e também promove o refinamento dos grãos nas
regiões reaquecidas de granulação fina pós-solda.
O nitrogênio é conhecido por ter forte efeito prejudicial na tenacidade das soldas. Atuando
conjuntamente com o boro, o níquel aumenta a temperabilidade e não tem forte influência no
desenvolvimento microestrutural quando na ausência de adições de boro. Se o boro estiver
presente, a temperabilidade é melhorada e isto aumenta a oportunidade da austenita transformar-
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
47
se em ferrita acicular, ao invés de PF(G)e FS(A). O nitrogênio pode ser combinado com titânio
para formar nitretos, em vez de óxidos de titânio, que são nucleantes efetivos da ferrita acicular.
O zircônio é um dos principais elementos estabilizadores da ferrita, pode ser encontrado
na forma de óxido (ZrO
2
) denominado zircônia, possui ponto de fusão de aproximadamente
2700˚C e densidade de 5680 kg.m
-3
ou também na forma de silicato denominado zirconita
Zr[SiO
4
], cuja estrutura cristalina é tetragonal.
2.4.1 Decomposição da austenita
Durante o resfriamento do metal de solda a austenita torna-se instável e decompõe-se em
novos constituintes que dependem da taxa de resfriamento e da composição química. Quando a
taxa de resfriamento é elevada, o processo de transformação deixa de ser difusional e a austenita
se transforma em martensita, por cisalhamento, sendo possível que alguma porcentagem de
austenita continue estável a temperatura ambiente Nos aços C-Mn, que apresentam um limite de
escoamento entre 350-550 MPa o processo no qual a austenita se decompõe sob resfriamento
contínuo pode dar origem a diferentes morfologias de ferrita. Estas morfologias consistem em
alguma combinação de ferrita de contorno de grão PF(G), ferrita com segunda fase alinhada e
ferrita acicular, que geralmente abrange uma distribuição de outras fases finais tais como
austenita retida e martensita. Nos metais de solda com alta resistência e baixo carbono, com
tensão de escoamento superior a 650 MPa, decomposição da austenita resulta em ferrita acicular,
bainita e martensita de baixo carbono (BRAZ, 1999).
Usando microscópio ótico, alguns trabalhos sugeriram uma classificação dos constituintes
das soldas baseados na sua morfologia, que foi adotado com algumas modificações pelo Instituto
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
48
Internacional de Soldagem. A Tabela 2.3 identifica as diversas morfologias da ferrita e suas
respectivas nomenclaturas. As Figuras 2.8 até 2.13 ilustram as morfologias da ferrita descritas
anteriormente na Tabela 2.3.
Tabela 2.3 - Microconstituintes ferrita e carbonetos na soldagem de aço de baixa liga
(DALLAN; DAMKROGER, 1993).
Microconstituintes Outros termos usados na literatura. Descrição Figuras
Ferrita de contorno
de grão. PF (G)
Ferrita alotriomórfica;Ferrita
intergranular,Ferrita pro-eutetóide,
Ferrita Primária.
Ferrita proeutetóide que
cresce longitudinalmente
anterior a austenita de
contorno de grão. Pode ser
equiaxial ou poligonal e
pode ocorrer nos veios.
2.8
2.11.
Ferrita poligonal (PF)
Ferrita Primária .
Ferrita poligonal que não
está associada ao contorno
de grão da austenita.
2.9
Ferrita com segunda
fase alinhada FS (A)
Ferrita alinhada com
martensita/austenita/carbonetos(MAC)
; Ferrita de Widmanstatten
Ferrita com placas laterais
2.12
Ferrita com segunda
fase não alinhada
FS (NA)
Ferrita com segunda fase mais não
alinhada FS (NA)
Ferrita com distribuição de
microfases ou ferrita de
placas laterais.
2.10
Ferrita/Carbonetos
agregados (FC)
Ferrita-agregados
carbonetos(incluindo perlita lamelar)
Ferrita fina/estrutura de
carbonetos, incluindo a
perlita
2.11
Ferrita acicular (AF)
Plaquetas de ferrita intragranular;
Ferrita intragranular fina;
Pequenos grãos de ferrita
não ligados encontrados
dentro dos grãos de
austenita
2.8
2.9
2.11
Austenita (A)
Austenita Retida
Solução sólida de carbono
no ferro gama e apresenta
estrutura de grãos
poligonais irregulares.
2.13.
Martensita (M)
colônias de martensita
adjacentes as ferritas
laterais
2.13.
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
49
Figura 2.8 - Fotomicrografia do metal de solda, destacando ferrita acicular (AF) formada
intragranularmente e ferrita primária (GF), ataque Nital.
(LINNERT,1994)
Figura 2.9-Fotomicrografia do metal de solda,destacando a ferrita primária (PF)formada nos
contornos de grão da austenita, ferrita acicular (AF) e pequena quantidade de perlita (P), ataque
Nital. (LINNERT,1994).
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
50
Figura 2.10-Fotomicrografia do metal de solda, mostrando em detalhe ferrita com segunda fase
não alinhada (NAC). (LINNERT,1994)
Figura 2.11 - Fotomicrografia do metal de solda mostrando vários constituintes microestruturais:
ferrita e carbonetos (FC), ferrita primária (GF), perlita (P), ferrita acicular (AF), ataque Nital.
(LINNERT,1994)
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
51
Figura 2.12 - Fotomicrografia do metal de solda, no destaque a ferrita de segunda fase alinhada
(AC), este constituinte tem sido encontrado na martensita, austenita e carbonetos entre as lamelas
de placas laterais de ferrita, ataque Nital.
(LINNERT,1994)
Figura 2.13-Fotomicrografia do metal de solda, neste caso utilizou-se solução de picral a 4%,
onde pode-se observar fases retidas de austenita e martensita. (LINNERT,1994)
A Figura 2.14 apresenta a morfologia típica observada em microscopia ótica para a ferrita
com segunda fase alinhada FS(A) e ferrita acicular (AF).
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
52
(a) (b)
Figura 2.14 – (a)-Aspectos típicos das ferritas acicular. (b) e ferrita com segunda fase alinhada
FS(A) .
2.4.2 Ferrita acicular
A ferrita acicular é um microconstituinte gerado pelo cisalhamento da matriz austenítica e
pela difusão do carbono para a austenita remanescente. A presença de inclusões intragranulares
pode ser apontada como a principal causa da formação da ferrita acicular e se deve a três fatores
(BHADESHIA, 2001):
• atuando como substrato para a nucleação da ferrita acicular há a destruição de parte da
interface austenita-inclusão, o que reduz a energia interna do sistema;
• o estabelecimento de uma orientação cristalográfica da ferrita com a austenita e a inclusão
promove a formação de uma nova interface de baixa energia;
• mudanças locais de composição química incrementam a força motriz para a
transformação prosseguir.
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
53
Entretanto, a eficácia das inclusões como sítios preferenciais para nucleação é um assunto
complexo, que aparentemente independe do tamanho da partícula pois este substrato é
consideravelmente energicamente menos favorável que a nucleação nos contornos de grão
austeníticos, mas significativamente mais atuante que a possibilidade de nucleação homogênea.
As plaquetas de ferrita acicular nucleiam heterogeneamente em pequenas inclusões não
metálicas e crescem em diferentes direções. A estrutura ferrítica possui forma de agulha, cujo
tamanho é de aproximadamente de 10 µm de comprimento e 1 µm de espessura.
Um metal de solda depositado contém aproximadamente 10
18
m
-3
inclusões de tamanhos
maiores que 0,5 µm, com tamanho médio de 0,4µm distribuídos através da microestrutura. O
oxigênio contido no metal de solda reage com fortes elementos desoxidantes, tais como silício,
alumínio e titânio formando as inclusões. Dependendo da natureza das inclusões, estas
promovem a nucleação intragranular de plaquetas de ferrita acicular e conseqüente aumento da
tenacidade sem comprometer a resistência mecânica do material. As inclusões também são
responsáveis pela nucleação de vazios durante a fratura dúctil ou nucleação de trincas por
clivagem durante a fratura frágil. A microestrutura da inclusão é importante, por exemplo, no
metal de solda de um processo de arco submerso onde existem partículas não metálicas com
núcleo de nitreto de titânio encapsuladas por outras fases contendo óxidos de silício, manganês e
alumínio com uma fina linha de sulfeto de manganês cobrindo em parte a superfície das inclusões
(HONEYCOMBE; BHADESHIA, 1995).
O crescimento do grão austenítico, cuja força motriz é a redução de energia interfacial
criada pelo contorno de grão é de fundamental importância para o mecanismo de crescimento da
ferrita acicular. O refino deste grão pode ser obtido através de partículas como carbonitreto de
titânio e nióbio que minimizam a mobilização nos contornos de grão e inibem o seu crescimento
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
54
em altas temperaturas. No entanto não se pode afirmar que os refinos dos grãos austeníticos
favoreçam a formação da ferrita acicular, pois esta não nucleia-se nos contornos de grão onde os
sítios de nucleação são mais favoráveis do que no interior do grão. A Figura 2.15 ilustra
esquematicamente como o aumento do tamanho de grão austenítico contribui para formação e
crescimento do microconstituinte acicular. Esta teoria explica algumas observações feitas em
soldas onde tanto na ZTA como na zona de fusão possuem grandes tamanhos de grãos
austeníticos. Quando aços com inclusões apropriadas são soldados, a razão de ferrita acicular
para bainita é maior na ZTA próximo ao contorno de grão da zona de fusão onde o tamanho de
grão austenítico é máximo. Outra forma de se atenuar o efeito do refino de grão sobre a ferrita
seria a adição de boro (30 ppm) ao aço, o que proporcionaria uma segregação que inibiria a
nucleação heterogênea nos contornos de alto ângulo.
Figura 2.15 - Favorecimento da formação da ferrita acicular com aumento de grão austenítico,
que reduz potencialmente a nucleação da bainita nesses sítios (HONEYCOMBE; BHADESHIA,
1995).
As zonas aciculares e bainíticas não possuem uma transição bem definida, logo, se houver
favorecimento na formação da bainita a microestrutura não será predominantemente acicular.
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
55
Esta reação decresce com o aumento da temperatura na direção de formação da bainita superior
Bs (HONEYCOMBE; BHADESHIA, 1995).
O mecanismo de formação da ferrita acicular como já foi descrito acima é similar ao da
bainita, porém em todas as fases pode haver inclusões onde há nucleação de ferrita de segunda
fase que surge quando não há difusão dos átomos de ferro existentes na matriz. Em termos de
propriedades mecânicas este microconstituinte não é desejável na solda, especialmente porque o
comprimento das placas de ferrita é significativo em relação ao tamanho de grão e constitui um
trajeto preferencial para a propagação de trincas. A Figura 2.16 ilustra agulhas ferrita acicular
num aço soldado.
Figura 2.16 - Micrografia eletrônica de transmissão de réplicas de extração em filme de carbono,
identificando as agulhas de ferrita acicular num aço soldado. (BHADESHIA, 2001):
Inclusões não-metálicas presentes nos aços possuem uma composição complexa, cujas
características são consideradas nocivas às propriedades mecânicas, pois as inclusões agem na
nucleação de sítios por micro-vazios e fratura por clivagem.
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
56
Entretanto, a função de algumas inclusões finas como inoculantes tem atraído muita
atenção nestes últimos anos. O termo inoculante implica que certas inclusões dispersas no aço
possam providenciar sítios com grande potencial de nucleação heterogênea de ferrita
intragranular durante transformação de austenita-ferrita. Uma idéia comum consiste em que
elementos com grande potência de nucleação tenham retículo cristalino que combine com a
ferrita. Podendo existir assim uma reprodução da orientação da relação entre nucleação de
inclusões e plaquetas de ferrita (HONEYCOMBE; BHADESHIA, 1995).
Existem várias inclusões não-metálicas com potencial de nucleação da ferrita acicular, tais
como o óxido de titânio Ti
2
O
3
, SiO
2
, Al
2
O
3
, silicatos de manganês como MnO.SiO
2
, MnS, TiN e
VN. Entretanto a potencialidade de algumas inclusões ainda é contestada, pois algumas inclusões
não-metálicas encontradas em aços comerciais usualmente consistem de diversas misturas
cristalinas e/ou fases amorfas que dificultam na identificação da fase específica responsável pela
nucleação da ferrita acicular.
Há potencialidade nas várias inclusões e precipitados como: SiO
2
, MnO.Sio
2
, MnS,
Al
2
O
3
, Ti
2
O
3
e VN como nucleadores da ferrita acicular. Entre eles, SiO
2,
MnO.SiO
2,
Al
2
O
3
TiN
MnS foram considerados inertes na nucleação da ferrita intragranular abaixo das condições
experimentais. Partículas de Ti
2
O
3
com manganês contido no aço foi o nucleador mais efetivo de
ferrita intragranular, entretanto partículas de Ti
2
O
3
com manganês disperso no aço não foram
efetivos na nucleação. O MnS e Al
2
O
3
com alta quantidade de nitrogênio e vanádio contida no
aço são aparentemente nucleadores de ferrita intragranular (BHADESHIA, 2001):
Óxidos de titânio como (TiO, Ti
2
O
3
e TiO
2
) são potentes nucleadores da ferrita acicular, o
alumínio é um forte agente oxidante tanto como o titânio, onde a alumina forma-se primeiro
seguida da formação da titânia que pode formar-se como revestimento nas partículas de alumina.
No entanto o óxido de alumínio não é considerado um efetivo nucleador da ferrita acicular.
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
57
Para formação dos óxidos de titânio a concentração de alumínio deve ser mínima, caso
contrário não haverá formação deste óxido ainda que haja adição de titânio no aço. O oxigênio
pode ser consumido na zona de fusão pelo excesso de alumínio, impedindo a formação do óxido
de titânio desejável. Uma solução seria a diminuição da quantidade de alumínio sem alteração na
quantidade de óxido de titânio presente. O alumínio também influencia no tamanho das inclusões
não-metálicas que pode ser modificado com pequeno aumento na concentração deste elemento.
O nitreto de titânio é frequentemente o primeiro a precipitar-se na fase líquida e é também
considerado nucleante efetivo, mas é menos estável termodinamicamente em altas temperaturas
quando comparado ao Ti
2
O
3
.
Uma substância formada pelo enxofre como sulfeto de manganês (MnS) algumas vezes
tem ação de agente de nucleação de sítios heterogêneos. Utilizando-se um aço contendo 0,07% de
enxofre e 0,1% de vanádio produz-se finas partículas de MnS obtidas de sucessivas precipitações
de nitreto de vanádio, carboneto de vanádio e finalmente ferrita poligonal intragranular PF(I). Por
outro lado, em alguns trabalhos os nitretos têm alcançado a nucleação da ferrita através do
mecanismo de ajuste cristalográfico. Os sulfetos estimulam sozinhos a formação da ferrita, assim
nos aços que contém titânio encontram-se precipitados MnS que estimulam a nucleação de ferrita
acicular. A fração de ferrita acicular decresce quando a fração de enxofre é menor que 0,001%.
(HONEYCOMBE; BHADESHIA, 1995).
O fósforo é uma impureza que raramente é acrescentada nos aços, pois sabe-se da
tendência que este elemento possui em fragilizar os contornos de grão. Sua concentração é
usualmente mantida abaixo de 50ppm, mas em soldas a concentração média pode exceder
100ppm e durante a segregação na solidificação induzida pode exceder para 500ppm. Isto pode
alterar a transformação cinética e consequentemente influenciar no desenvolvimento da ferrita
acicular na solda.
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
58
Durante a solidificação da solda, o fósforo segrega-se entre as células de ferrita-δ, quando
a solidificação está completa a ferrita- δ transforma para austenita a qual nucleia
heterogeneidades δ/δ no contorno de grão.
Alguns trabalhos sugerem que o contorno de grão da austenita coincide com regiões ricas
em fósforo que então estimulam a formação da ferrita acicular, caso contrário ocorre crescimento
das placas de ferrita nos contornos de grão consumindo a maioria da austenita impedindo a que a
ferrita acicular tenha chance de se desenvolver.
A austenita nos contornos de grão não é coincidente com regiões de fósforo por muito
tempo o que causa a formação da ferrita de Widmanstatten.
O nitrogênio é rigorosamente controlado nos aços nas concentrações entre 20 e 120ppm,
pois causa detrimento da tenacidade. Alguns estudos sugerem que nitrogênio não influencia na
formação da ferrita acicular. Entretanto, outros sugerem mudanças significativas devido à
presença do nitrogênio, por exemplo, em pequenas concentrações nos aços ferríticos
influenciando na transformação γ-α através de interações cinéticas com fases contendo inclusões.
Na prática, o efeito do nitrogênio no metal de solda deve ser considerado junto do titânio
e do boro, ambos na forma de nitretos. Aparentemente o nitrogênio na ausência do boro não
causa efeito no desenvolvimento da microestrutura. O boro é adicionado para inibir a formação
da ferrita primária a partir dos contornos de grão da austenita e, consequentemente, promover a
formação da ferrita acicular. Alguns estudos indicam que a presença de 100 a 300ppm de Ti e de
10 a 30ppm de B no metal de solda resulta na formação de uma microestrutura constituída
basicamente de ferrita acicular, que lhe confere ótima tenacidade ao impacto, devido a que o
pequeno tamanho de grão e os contornos de alto ângulo desta natureza fazem a propagação de
trinca precisar de freqüentes mudanças de direção, levando a um maior consumo de energia. O Ti
se precipita na forma de TiN e inclusões de óxido, que promovem a nucleação de ferrita acicular
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
59
no interior do grão austenítico. Além disso, o Ti protege parte do B do oxigênio e do nitrogênio,
permitindo que ele segregue no contorno de grão austenítico, reduzindo assim a energia de
contorno de grão e retardando a nucleação de ferrita primária PF(G). Os níveis ótimos de titânio e
de B parecem depender do teor de elementos microligantes, que aumentam a temperabilidade,
como o Mn, Ni, Mo e Cr bem como do teor de elementos não metálicos e de parâmetros e de
procedimentos de soldagem. Mais especificamente, no arco submerso, o tipo de fluxo, por
exemplo, determina a transferência de elementos de liga para o metal de solda, cuja composição
final depende também das composições químicas do arame e do metal de solda.
Paranhos e colaboradores (1999) estudaram os efeitos da adição de B e Ti ao metal de
solda através do fluxo, sobre a composição química, microestrutura e tenacidade ao impacto em
chapas de aço API5L-X70. Eles concluíram que a presença de 160ppm de titânio e 15ppm de
boro no metal de solda depositado por arco submerso levou a um aumento de 60% da fração
volumétrica de ferrita acicular, em comparação com o metal de solda sem Ti e B, e a um
refinamento da microestrutura do metal de solda reaquecido sem que houvesse uma variação
apreciável do topo e da quantidade de microconstituintes intergranulares.
60
Capítulo 3 – Materiais e Métodos
Capítulo 3
______________________________________________________________________________
MATERIAIS E MÉTODOS
3.1 Materiais
Para realização dos ensaios de soldagem, utilizou-se como metal base uma barra chata de
aço estrutural do tipo ASTM A36, que possui na condição como laminado resistência à tração
entre 400 a 500 MPa e limite de escoamento da ordem de 250 MPa. O metal de adição
selecionado foi o arame sólido de aço-carbono revestido de cobre, classificação AWS E70 S6,
com diâmetro de 1,2 mm. As composições químicas nominais do metal base e metal de adição
encontram-se na Tabela 3.1.
Tabela 3.1 - Composição química nominal em porcentagens de massa do metal base e do
metal de solda utilizados nos ensaios de soldagem.
Materiais C
(max.)
Mn Si P
(max.)
S
(max.)
Cu
(max.)
ASTM A36 0,25 0,8 – 1,20 0,15 -0,40 0,04 0,05 0,20
AWS E70S-6 0,15 1,4 – 1,8 1,0 0,02 0,03 0,50
O fluxo utilizado nos ensaios de soldagem foi do tipo ativo granulado, correspondente à
especificação AWS F7AZ. O metal base constitui-se de barras de aço estrutural com as
dimensões de 400 mm de comprimento, 76 mm de largura e 9,5 mm de espessura, utilizou-se três
barras com essas dimensões para os ensaios de soldagem. Estas barras foram unidas através de
um processo de soldagem por ponteamento onde, primeiramente, foram fixadas através de
sargentos numa bancada, em seguida ponteadas conforme mostra a Figura 3.1. Na seqüência
Capítulo 3 – Materiais e Métodos
61
soldou-se com eletrodo revestido retalhos de barras de aço-carbono como suporte para fixação
das barras durante os ensaios de soldagem como pode ser observado em detalhes no item b da
Figura 3.1. Além das três barras chatas e suportes para fixação, soldou-se também duas chapas de
mesma largura e espessura da chapa de metal base nas duas extremidades com a finalidade de
estabilizar o arco elétrico nos ensaios de soldagem, totalizando assim um comprimento de 1600
mm da barra chata a ser soldada.
Nas operações de soldagem foram aplicados sobre o metal base aditivos como a zircônia,
alumina e zirconita, que foram depositados sobre a superfície da barra através de uma camada de
pó fino emulsificado em etanol, como mostra a Figura 3.2. Estes aditivos foram selecionados
considerando os potenciais efeitos que os mesmo poderiam causar na microestrutura do metal de
solda.
(a)
(b)
Figura 3.1 - Processo de ponteamento da junção da barra de aço estrutural usado como
metal base no processo de soldagem. Início da união das barras e retalhos para fixação na
bancada de soldagem em (a). Processo de ponteamento finalizado em (b).
Capítulo 3 – Materiais e Métodos
62
Figura 3.2 - Aplicação dos aditivos sobre a superfície do metal base.
A montagem dos materiais e equipamentos para os ensaios de soldagem pode ser
observada na seqüência através da Figura 3.3, onde o primeiro equipamento a ser fixado na
bancada de solda foi o trilho, seguido do trator de solda juntamente com a extensão do eletrodo,
chapa na forma de viga e barra de soldagem (a), posteriormente foi feita a fixação da barra a ser
soldada através de sargentos (b). Os aditivos de soldagem foram pincelados na barra após sua
fixação na bancada (c) e finalmente a deposição do fluxo granular sobre a superfície da barra de
metal base (d).
Capítulo 3 – Materiais e Métodos
63
(a) (b)
(c)
(d)
Figura 3.3 - Montagem na seqüência (a), (b), (c) e (d) dos materiais para o ensaio de soldagem.
Capítulo 3 – Materiais e Métodos
64
Os equipamentos selecionados para o ensaio de soldagem podem ser observados na
Figura 3.4 e consiste em uma fonte de máquina multiprocessos (a), com capacidade de 30kVA,
corrente e tensão máxima de 700 A e 44 V e cabeçote de alimentação do arame (b). A extensão
do eletrodo de soldagem foi modificada com a construção de um bico de contato de 65 mm de
comprimento anexado ao bico da extensão do eletrodo feito de cobre eletrolítico, com objetivo de
passar a corrente elétrica para o arame de soldagem (DONIZETH et al, 2005). Adaptou-se ao
porta eletrodo um trator de soldagem com velocidade ajustável cujo percurso foi definido por um
trilho paralelo ao corpo de prova Figura 3.5.
(
(a)
(b)
Figura 3.4-Fonte utilizada nos ensaios de soldagem (a). Cabeçote de alimentação do
arame (b).
Capítulo 3 – Materiais e Métodos
65
Figura 3.5 - Trator de soldagem com velocidade ajustável.
3.2 Ensaios de soldagem
Após a preparação dos materiais e equipamentos na bancada utilizada para os ensaios de
soldagem, usinou-se um gabarito com altura de 20 mm para calibração da extensão do eletrodo
garantindo assim valores de tensão e corrente mais estáveis durante a soldagem de cada cordão.
A energia de soldagem foi determinada em cada ensaio através da equação 3.1.
v
IVn
E
.1000
...60
=
(3.1)
onde:
E
= Energia de soldagem [kJ/mm]
n
= eficiência
V
= tensão [V]
I
=corrente [A]
v
= velocidade de soldagem [mm/min]
Capítulo 3 – Materiais e Métodos
66
Considerou-se o valor da eficiência de soldagem por arco submerso de
aproximadamente
n
=1. Para os ensaios de soldagem foram projetadas diferentes energias de
soldagem nos valores de 1,0; 1,5; 2,0; 2,5; 3,0 e 3,3 kJ/mm para cada aditivo contido no metal de
base, conforme pode-se observar no fluxograma ilustrativo das 24 condições de soldagem
identificados na Figura 3.6. Para tanto, os parâmetros elétricos esperados para as determinadas
energias de soldagem foram de corrente e tensão de 240A, 44V e 230A, 43V, corrente e tensão
mínimas.
A obtenção das diferentes energias foi feita principalmente pelo controle da velocidade de
soldagem, selecionada através de testes realizados com o trator de soldagem. Monitorando-se o
tempo com um cronômetro e determinando o percurso do equipamento pode ser calculada a
velocidade de soldagem que seria adequada para obter a energia de soldagem planejada
Capítulo 3 – Materiais e Métodos
67
Energia de soldagem:
2,0 kJ/mm
Sem aditivo.
Alumina
Energia de soldagem:
2,5 kJ/mm
Energia de soldagem:
3,3 kJ/mm
Energia de soldagem:
2,0 kJ/mm
Energia de soldagem:
1,5 kJ/mm
Energia de soldagem:
1,0 kJ/mm
Energia de soldagem:
1,0 kJ/mm
Energia de soldagem:
1,5 kJ/mm
Energia de soldagem:
3,0 kJ/mm
Energia de soldagem:
2,5 kJ/mm
Energia de soldagem:
3,0 kJ/mm
Energia de soldagem:
3,3 kJ/mm
Energia de soldagem:
2,0 kJ/mm
Zircônia.
Zirconita.
Energia de soldagem:
2,5 kJ/mm
Energia de soldagem:
3,3 kJ/mm
Energia de soldagem:
2,0 kJ/mm
Energia de soldagem:
1,5 kJ/mm
Energia de soldagem:
1,0 kJ/mm
Energia de soldagem:
1,0 kJ/mm
Energia de soldagem:
1,5 kJ/mm
Energia de soldagem:
3,0 kJ/mm
Energia de soldagem:
2,5 kJ/mm
Energia de soldagem:
3,0 kJ/mm
Energia de soldagem:
3,3 kJ/mm
Figura 3.6 – Planejamento para preparação de amostras a serem analisadas.
Capítulo 3 – Materiais e Métodos
68
Os ensaios de soldagem foram feitos aos pares em um mesmo corpo de prova,
depositando-se dois cordões de solda sobre a barra chata de aço estrutural ASTM A36, como
pode ser visto na Figura 3.7.
Figura 3.7 - Cordões de solda depositados na barra de aço estrutural ASTM A36.
3.3 Análise metalográfica das amostras
A análise metalográfica das amostras foi feita em duas etapas, sendo análise macro e
micrográfica. Após a soldagem, as chapas foram usinadas na secção transversal dos cordões com
auxílio de uma cortadeira metalográfica com disco abrasivo e em seguida fez-se o embutimento
das amostras em resina termoplástica de cura a frio (poliéster). A Figura 3.8 ilustra uma amostra
embutida, composta por dois cordões de solda. Considerando as diferentes energias e aditivos
utilizados na série de experimentos foram preparadas 24 amostras distintas, conforme
estabelecido no fluxograma da Figura 3.6.
Capítulo 3 – Materiais e Métodos
69
Figura 3.8 - Amostra usada para a análise metalográfica.
Após a preparação das amostras, a primeira etapa da análise metalográfica inicia-se com o
desbaste de cada amostra utilizando lixas de granulação 120, 220, 320, 400, 600 e 1200 para que
a superfície ficasse suficientemente plana. Para revelação das macroregiões dos cordões de solda,
utilizou-se o reativo de Iodo (COLPAERT, 1983), onde as amostras foram imersas por tempo
adequado, sendo em seguida lavadas em água corrente e depois feita a secagem por um jato de ar
quente. A Figura 3.9 ilustra o aspecto típico de uma amostra após o ataque químico.
Figura 3.9 - Aspecto da amostra após a preparação macrográfica, revelando as regiões de
solda. Ataque com reativo de iodo. Metal de solda sem aditivo.Energia de soldagem 1,5 kJ/mm.
Capítulo 3 – Materiais e Métodos
70
Para a documentação macrográfica foi realizada a aquisição das imagens através de um
estereomicroscópio de baixa ampliação e uma máquina fotográfica digital com resolução de 3
megapixels. A análise consistiu na determinação das regiões de solda e de aspectos geométricos
dos cordões de solda preparados. Deste modo as imagens foram tratadas digitalmente para
definição das áreas relacionadas ao metal de solda, zona termicamente afetada e o metal base.
Através de um editor de imagens contornou-se da melhor maneira possível os perímetros das
diferentes regiões dos cordões de solda, gerando novas imagens preto e branco onde as áreas
relacionadas ao metal de solda juntamente com a ZTA, somente a ZTA e a área da diluição
fossem caracterizadas, Figura 3.10. Esses arquivos de imagem digital foram, então, analisados
quantitativamente através das ferramentas existentes no freeware Image Tool, disponível
gratuitamente em http://ddsdx.uthsa.edu/dig/itdesc.html (2006). Desta forma puderam ser
determinados parâmetros geométricos como o reforço, a penetração, a profundidade da ZTA e a
largura do cordão de solda, bem como a área da secção do metal de solda, a taxa de deposição e a
taxa de diluição para cada ensaio realizado.
(a)
(b)
(c)
Figura 3.10 - Tratamento digital de imagens do cordão de solda mostrado onde estão
definidas as áreas do metal de solda e ZTA em (a), apenas o metal de solda em (b) e a região de
diluição em (c).
A segunda etapa de análise metalográfica consistiu na análise quantitativa das inclusões
não metálicas presentes no metal de solda, bem como a revelação de microestrutura e da
determinação da fração volumétrica dos respectivos microconstituintes. A fase inicial de
Capítulo 3 – Materiais e Métodos
71
preparação das amostras foi similar ao realizado para a macrografia. Antes de ser iniciado o
polimento as amostras foram limpas em banho ultrasônico por 2 minutos, seguindo-se o
polimento mecânico com alumina de granulometria 1µm.
Para a aquisição de imagens das distribuições de inclusões existentes no metal de solda foi
utilizado uma bancada metalográfica equipada com acessórios e uma câmera fotográfica digital
com resolução de 3 megapixels. Testes preliminares mostraram que a utilização de uma objetiva
com ampliação 12,5X, fator de ampliação 20X e uma ocular P12,5X permitia a observação de
inclusões maiores que 0,5µm sobre a superfície polida das amostras. Para que houvesse
padronização da região do cordão de solda fotografado, mapeou-se uma região central de cada
cordão através do microscópio, de forma que a área total mapeada de cada cordão foi de 1,8mm
2
,
corresponde ao mapeamento fotográfico de 25 campos contíguos não sobrepostos que totalizaram
600 imagens distintas para a série de amostras analisadas. A Figura 3.11 ilustra o procedimento
usado no mapeamento do metal de solda.
Figura 3.11 - Esquema ilustrativo do mapeamento do metal de solda.
Capítulo 3 – Materiais e Métodos
72
De maneira análoga foi necessário um tratamento das imagens para a análise quantitativa
das inclusões, como mostrado exemplarmente na Figura 3.12. Com a definição das partículas em
preto foi possível novamente utilizar as ferramentas existentes no freeware Image Tool, sendo
possível coletar o tamanho equivalente (diâmetro de Ferret) e a área das inclusões observadas em
cada campo fotografado. O diâmetro de Ferret d é definido por
π
inclusão da área 4⋅
=d
(3.2)
(a) (b)
Figura 3.12 - Exemplo de distribuição de inclusões no metal de solda observadas na
imagem original da superfície polida (a) e após o tratamento de imagem (b). Amostra com aditivo
zircônia soldada com energia de soldagem 3,0 kJ/mm.
A partir dos resultados obtidos pela análise de imagens foi possível determinar vários
parâmetros quantitativos sobre a distribuição de inclusões (GRONG; KLUKEN, 1992). A fração
em área ocupada pelas partículas A
A
é definida por
analisada totaláre
a
partículas pelas ocupada área
=
A
A
(3.3)
Capítulo 3 – Materiais e Métodos
73
O número de inclusões por unidade de área N
A
e o número de partículas por unidade de volume
N
V
são determinados, respectivamente, por
analisada totaláre
a
analisada totalárea na observadas inclusões de totalnúmero
=
A
N
(3.4)
d
N
N
A
V
= (3.5)
Onde
d
é o diâmetro de Ferret médio das inclusões. Assim, a fração volumétrica das inclusões
V
V
não metálicas foi determinado por
()
3
6
dNV
VV
⋅⋅=
π
(3.6)
A revelação da microestrutura das amostras foi realizada com o ataque químico da
superfície polida feito com nital 2%. Nesta fase experimental o objetivo deste procedimento foi
avaliar a quantidade de ferrita em suas variadas morfologias. Nos metais de solda são típicas a
ferrita acicular (AF), a ferrita primária PF(G), a ferrita intragranular ou idiomórfica PF(I) e a
ferrita alinhada com segunda fase FS(A) (GRONG; KLUKEN, 1992). O procedimento utilizado
para a documentação das 25 áreas contíguas no metal de solda foi idêntico ao utilizado para a
caracterização das inclusões não metálicas, de maneira que uma área correspondente a 1,8mm
2
foi analisada para cada amostra.
As imagens obtidas foram submetidas novamente ao Image Tool, onde após a inclusão de
uma grade de pontos, aproximadamente 4000 pontos foram analisados e contados revelando as
variadas morfologias da ferrita, como mostra a Figura 3.13.
Capítulo 3 – Materiais e Métodos
74
Figura 3.13 - Microestrutura do metal de solda; aditivo alumina, energia de soldagem de 1,0
kJ/mm, amostra com e sem a grade de pontos de contagem.Ataque Nital 2%.
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
75
Capítulo 4
______________________________________________________________________________________________
RESULTADOS E DISCUSSÃO
4.1 Condições de soldagem
Os resultados discutidos neste trabalho foram obtidos a partir dos parâmetros elétricos
observados na Tabela 4.1, além da velocidade de alimentação do arame que manteve-se constante
com o valor de 660mm/min. A energia de soldagem foi calculada utilizando a equação 3.1
considerando o valor de eficiência de soldagem n=1. As 24 condições de soldagem foram
reapresentadas através da Figura 4.1
Tabela 4.1 – Energia de soldagem, parâmetros elétricos e velocidade de solda relativa aos
cordões de solda.
Parâmetros Elétricos
Cordão
Tensão (V) Corrente (A)
Velocidade de
soldagem
(mm/min)
Energia de
Soldagem
(kJ/mm)
Cordão 1 43,7 229 400 1,0
Cordão 2 36 231,5 500 1,5
Cordão 3 35,4 232 250 2,0
Cordão 4 43,7 240,3 250 2,5
Cordão 5 41 235 190 3,0
Cordão 6 43,9 241 190 3,3
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
76
Energia de soldagem:
2,0 kJ/mm
Zircônia.
Zirconita.
Energia de soldagem:
2,5 kJ/mm
Energia de soldagem:
3,3 kJ/mm
Energia de soldagem:
2,0 kJ/mm
Energia de soldagem:
1,5 kJ/mm
Energia de soldagem:
1,0 kJ/mm
Energia de soldagem:
1,0 kJ/mm
Energia de soldagem:
1,5 kJ/mm
Energia de soldagem:
3,0 kJ/mm
Energia de soldagem:
2,5 kJ/mm
Energia de soldagem:
3,0 kJ/mm
Energia de soldagem:
3,3 kJ/mm
Energia de soldagem:
2,0 kJ/mm
Sem aditivo.
Alumina
Energia de soldagem:
2,5 kJ/mm
Energia de soldagem:
3,3 kJ/mm
Energia de soldagem:
2,0 kJ/mm
Energia de soldagem:
1,5 kJ/mm
Energia de soldagem:
1,0 kJ/mm
Energia de soldagem:
1,0 kJ/mm
Energia de soldagem:
1,5 kJ/mm
Energia de soldagem:
3,0 kJ/mm
Energia de soldagem:
2,5 kJ/mm
Energia de soldagem:
3,0 kJ/mm
Energia de soldagem:
3,3 kJ/mm
Figura 4.1 – Planejamento para preparação de amostras a serem analisadas.
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
77
4.2 Geometria do cordão de solda
Os parâmetros geométricos obtidos da análise macrográfica dos cordões de solda e
tratamento das imagens foram os valores das dimensões do reforço, da penetração e da
profundidade da ZTA que podem ser observados nas Tabelas de 4.2 a 4.5. Estes valores foram
obtidos considerando as diferentes energias de soldagem e aditivos utilizados durante os ensaios.
Tabela 4.2 - Dimensões, em milímetros, do reforço medido nos cordões soldados.
energia de soldagem [kJ/mm]
aditivo
1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,3
sem aditivo
2,2 2,2 3,0 3,3 3,7 4,6
alumina
2,4 2,2 3,4 3,1 3,8 3,8
zirconita
2,4 2,2 3,2 3,5 3,9 4,0
zircônia
2,3 3,2 4,1 3,2 2,3 3,6
Tabela 4.3 - Dimensões, em milímetros, da penetração medida nos cordões soldados.
energia de soldagem [kJ/mm]
aditivo
1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,3
sem aditivo
1,7 1,4 1,7 2,1 2,1 3,4
alumina
1,6 1,8 1,8 1,8 1,4 1,3
zirconita
1,9 1,8 1,9 2,5 2,1 3,4
zircônia
1,6 2,5 1,0 1,4 2,2 3,0
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
78
Tabela 4.4 - Dimensões, em milímetros, da profundidade da zona termicamente afetada
medida nos cordões soldados.
energia de soldagem [kJ/mm]
aditivo
1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,3
sem aditivo
1,8 1,1 4,1 3,3 5,9 2,3
alumina
1,9 1,0 3,6 3,8 3,5 3,2
zirconita
2,0 1,2 4,0 2,5 5,1 4,0
zircônia
0,9 2,6 3,8 3,9 1,5 2,5
Tabela 4.5 - Dimensões, em milímetros, da largura medida nos cordões soldados.
energia de soldagem [kJ/mm]
aditivo
1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,3
sem aditivo
11,0 9,7 15,9 13,7 15,7 11,8
alumina
12,1 9,6 14,1 15,2 12,9 12,9
zirconita
11,8 9,6 15,0 12,9 15,4 12,5
zircônia
9,5 13,8 12,4 15,2 11,9 14,8
Através da análise de variância (ANOVA) (Costa Neto, 2002), feita com um nível de
significância de 5% observou-se que somente a energia de soldagem causou efeito sobre a
geometria do cordão de solda, desprezando-se assim a influência dos aditivos utilizados nos
ensaios de soldagem. O comportamento médio dos parâmetros geométricos podem ser
observados na Figura 4.2, onde a dispersão foi representada pelo desvio padrão dos resultados
obtidos, os incrementos dos valores da geometria do cordão aumentam com a energia de
soldagem, podendo-se ajustar satisfatoriamente uma regressão linear apenas no aumento do
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
79
reforço (R
2
= 0,85). Qualitativamente estes resultados são coerentes com trabalhos de soldagem
por arco submerso realizados (BASU; RAMAN, 2002; GUNARAJ; MURUGAN, 2000).
A energia de soldagem depende dos parâmetros elétricos tensão e corrente e da velocidade
de soldagem. Os efeitos causados por estes parâmetros na geometria do cordão de solda podem
ser observados na Tabela 4.6. Durante os ensaios mediu-se valores de tensão de 35 a 44 V e 227 a
240 A para corrente, calculando-se a potência, observa-se que houve variação de 8 a 10,5 kVA. A
diminuição da velocidade de soldagem de 500 para 190 mm/min foi fator de grande influência
nos parâmetros geométricos do cordão de solda, pois aumentou-se o volume de material
depositado para uma mesma velocidade de alimentação do arame (GUNARAJ; MURUGAN,
2000). A exposição do arco elétrico por mais tempo, resultado da diminuição da velocidade de
soldagem, é a principal razão para o aumento da profundidade da zona termicamente afetada,
como se pode observar na Figura 4.2, considerando-se a espessura da chapa e a difusividade
térmica constantes durante os ensaio de soldagem. (BASU; RAMAN, 2002; GUNARAJ;
MURUGAN, 2000; MARQUES; MODENESI; BRACARENSE, 2005; GUNARAJ;
MURUGAN, 2002).
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
80
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
4,5
5,0
reforço [mm]
energia de soldagem [kJ/mm]
R
2
= 0,85
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
4,5
5,0
penetração [mm]
energia de soldagem [kJ/mm]
R
2
= 0,48
(a) (b)
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
4,5
5,0
5,5
6,0
6,5
7,0
profundidade ZTA [mm]
energia de soldagem [kJ/mm]
R
2
= 0,49
0,51,01,52,02,53,03,54,
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
0
largura do cordão [mm]
energia de soldagem [kJ/mm]
R
2
= 0,45
(c) (d)
Figura 4.2 - Efeito da energia de soldagem sobre a geometria dos cordões: (a) reforço; (b)
penetração; (c) profundidade da ZTA; (d) largura do cordão de solda feito por arco submerso.
Tabela 4.6 - Efeito qualitativo dos parâmetros de processo sobre a geometria do cordão.
parâmetro efeito
tipo variação máxima reforço penetração largura
▲ tensão
+ 25% ▲ ▲ ▼
▲ corrente
+ 6% ▼ ▼ ▲
▼ velocidade - 62% ▲ ▲ ▲
Nota: ▼ – redução; ▲ - aumento.
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
81
As áreas das diferentes regiões do cordão da solda foram determinadas através de recursos
computacionais e podem ser observadas nas Tabelas 4.7 a 4.9. A análise de variância foi feita
com nível de significância de 5% (COSTA NETO, 2002) e confirmou que apenas a energia de
soldagem afetou significativamente as superfícies determinadas. Através desta análise, calculou-
se a diluição e taxa de deposição do metal de adição TDP, expressa em kg/h e determinada por:
TDP= (área do reforço).(velocidade de soldagem).(densidade do aço)
Tabela 4.7 - Área da zona fundida medida nos cordões de solda [mm
2
].
energia de soldagem [kJ/mm]
aditivo
1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,3
sem aditivo
28,5 22,7 47,7 45,9 58,5 64,7
alumina
32,2 24,6 47,7 48,1 46,7 45,2
zirconita
31,7 24,2 50,1 50,1 64,3 61,5
zircônia
23,6 51,5 43,2 47,4 31,9 61,1
Tabela 4.8 - Área da região de diluição medida nos cordões de solda [mm
2
].
energia de soldagem [kJ/mm]
aditivo
1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,3
sem aditivo
10,7 6,9 15,5 13,6 17,0 23,9
alumina
11,7 9,4 14,1 14,3 10,7 10,6
zirconita
12,0 9,1 16,1 17,6 19,9 26,4
zircônia
7,7 19,6 8,5 13,6 13,0 23,1
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
82
Tabela 4.9 - Área da zona termicamente afetada nos cordões de solda [mm
2
].
energia de soldagem [kJ/mm]
aditivo
1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,3
sem aditivo
24,3 14,5 61,4 47,1 92,4 38,6
alumina
24,7 13,8 53,0 55,3 72,8 51,0
zirconita
30,2 16,1 56,5 38,6 75,2 66,6
zircônia
12,5 45,9 62,2 63,3 24 37,4
Na Figura 4.3 observa-se os valores analisados das regiões do cordão de solda, sendo as
dispersões representadas pelos respectivos valores de desvio padrão. Observou-se que houve um
crescimento linear (R
2
=0,90) da área da zona fundida com o aumento da energia de soldagem,
como pode ser observado na Figura 4.3 (a), estes resultados são satisfatórios quando comparados
com outros trabalhos (BASU;RAMAN,2002). Na Figura 4.3 (b) pode-se observar um aumento da
ZTA em relação à superfície da zona fundida devido à redução da velocidade de soldagem,
conseqüentemente um aumento da energia disponível para fusão do material. Através da Figura
4.3 (c), observa-se que a taxa média da diluição variou entre 28 a 36%, valores ligeiramente
abaixo dos trabalhos pesquisados na literatura (GUNARAJ; MURUGAN, 2000). Houve também
um pequeno decréscimo da diluição com o aumento da energia de soldagem, devido ao
crescimento do metal de reforço em relação ao metal diluído e que foi favorecido pela queda da
velocidade de soldagem (MARQUES; MODENESI; BRACARENSE, 2005). A Figura 4.3 (d)
mostra a variação entre (3,1 a 4,3 kg/h), (MARQUES; MODENESI; BRACARENSE, 2005) da
taxa média de deposição que diminuiu como o aumento da energia de soldagem, isto pode ter
ocorrido, pois apesar da haver maior quantidade de energia para fundir maior quantidade de metal
de adição, a velocidade de alimentação do arame foi mantida constante durante os ensaios,
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
83
limitando assim a massa de metal adicionada ao cordão, mesmo este tendo sofrido alterações na
geometria como mostra a Figura 4.3.
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0
10
20
30
40
50
60
70
área da secção do metal de solda [mm
2
]
energia de soldagem [kJ/mm]
R
2
= 0,90
0,51,01,52,02,53,03,54,
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
1,8
2,0
0
razão (área ZTA)/(área do cordão)
energia de soldagem [kJ/mm]
R
2
= 0,30
(a) (b)
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
taxa de diluição
energia de soldagem [kJ/mm]
R
2
= 0,10
0,51,01,52,02,53,03,54,
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
4,5
5,0
5,5
6,0
0
taxa de deposição [kg/h]
energia de soldagem [kJ/mm]
R
2
= 0,70
(c) (d)
Figura 4.3: - Efeito da energia de soldagem sobre a área da zona fundida (ZF) (a); a razão entre as
áreas da ZTA e ZF (b); a taxa de diluição (c) e a taxa de deposição (d).
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
84
4.3 Distribuição de inclusões no metal de solda
O processo de identificação das inclusões permitiu quantificar um grande número
de inclusões de tamanho maior que 0,5 µm devido à restrição do microscópio óptico; porém,
partículas com esta ordem de grandeza possam ser potenciais nucleadores da microestrutura
ferrita acicular. Identificou-se, como exemplo, algumas amostras analisadas por microscopia
eletrônica de transmissão (MET), como se pode observar na Figura 4.4 (ARAÚJO, 2005). Apesar
desta limitação técnica, a obtenção destes resultados torna-se relevante se for levado em
consideração que as partículas com esta ordem de grandeza possam ter destaque sobre a
nucleação de microconstituintes como a ferrita acicular (BOTT; RIOS, 1998).
Figura 4.4 – Micrografia de amostra soldada com energia de soldagem de 1 kJ/mm.
Lâmina fina observada no MET[ARAÚJO, 2005].
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
85
Realizou-se também nesta amostra demonstrativa a microanálise EDS dos constituintes
das inclusões, mostrados na Tabela 4.10.
Tabela 4.10 – Microanálise dos constituintes presentes nas inclusões no cordão de solda
[ARAÚJO,2005]
Elementos Porcentagem em peso (%).
AlK 10,05
SiK 28,45
CaK 2,03
TiK 4,47
MnK 38,37
FeK 11,26
CuK 4,56
O tamanho das inclusões analisadas por microscopia óptica pode ser observado nas
Figuras de 4.5 a 4.8. Essas curvas mostram que a variação dos tamanhos das inclusões pode ser
interpretada como uma distribuição do tipo “log-normal” (ATKINSON; SHI, 2003), confirmada
pela análise estatística dessas curvas que revelou nas mesmas um coeficiente de assimetria
positiva (0,4 < A
3
< 13,0). O grau de curtose ou de achatamento A
4
das distribuições variou entre
3,2 a 9,0 – valores típicos para distribuições leptocúrticas, onde a frequência modal é bastante
pronunciada (COSTA NETO, 2002). A análise de variância feita com um nível de significância
de 5% confirmou que nem a variação do nível de energia na soldagem e tampouco a mudança dos
aditivos usados nos ensaios mostraram efeito sobre a distribuição dos tamanhos das inclusões
analisadas (COSTA NETO, 2002).
O processamento digital das imagens contendo inclusões permitiu determinar uma série
de indicadores quantitativos sobre as mesmas, além do tamanho médio
d
, conforme mostram as
Tabelas 4.11 a 4.16. Assim sendo foram também determinados os valores médios e o
correspondente desvio padrão (DP) de parâmetros como a fração em área ocupada pelas inclusões
A
A
, o total de partículas observadas N, o número de inclusões por área N
A
, densidade de partículas
por volume N
V
e a fração volumétrica V
V
.
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
86
5 1015202530
0
10
20
30
40
Frequência relativa [%].
Tamanho da inclusão [µm].
sem aditivo
Energia de soldagem 1,0 kJ/mm
(a)
5 1015202530
0
10
20
30
40
Frequência relativa [%].
Tamanho da inclusão [µm].
sem aditivo
Energia de soldagem 1,5 kJ/mm
(b)
5 1015202530
0
10
20
30
40
Frequência relativa [%].
Tamanho da inclusão [µm].
sem aditivo
Energia de soldagem 2,0 kJ/mm
(c)
5 1015202530
0
10
20
30
40
Frequência relativa [%].
Tamanho da inclusão [µm].
sem aditivo
Energia de soldagem 2,5 kJ/mm
(d)
5 1015202530
0
10
20
30
40
Frequência relativa [%].
Tamanho da inclusão [µm].
sem aditivo
Energia de soldagem 3,0 kJ/mm
(e)
5 1015202530
0
10
20
30
40
Frequência relativa [%].
Tamanho da inclusão [µm].
sem aditivo
Energia de soldagem 3,3 kJ/mm
(f)
Figura 4.5 - Distribuição de freqüência dos tamanhos das inclusões encontradas no metal de solda
das amostras, soldadas sem aditivo mas com diferentes energias de soldagem: (a) 1,0 kJ/mm; (b)
1,5 kJ/mm; (c) 2,0 kJ/mm; (d) 2,5 kJ/mm; (e) 3,0 kJ/mm e (f) 3,3 kJ/mm.
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
87
5 1015202530
0
10
20
30
40
Frequência relativa [%].
Tamanho da inclusão [µm].
aditivo: alumina
Energia de soldagem 1,0 kJ/mm
(a)
5 1015202530
0
10
20
30
40
Frequência relativa [%].
Tamanho da inclusão [µm].
aditivo: alumina
Energia de soldagem 1,5 kJ/mm
(b)
5 1015202530
0
10
20
30
40
Frequência relativa [%].
Tamanho da inclusão [µm].
aditivo: alumina
Energia de soldagem 2,0 kJ/mm
(c)
5 1015202530
0
10
20
30
40
Frequência relativa [%].
Tamanho da inclusão [µm].
aditivo: alumina
Energia de soldagem 2,5 kJ/mm
(d)
5 1015202530
0
10
20
30
40
Frequência relativa [%].
Tamanho da inclusão [µm].
aditivo: alumina
Energia de soldagem 3,0 kJ/mm
(e)
5 1015202530
0
10
20
30
40
Frequência relativa [%].
Tamanho da inclusão [µm].
aditivo: alumina
Energia de soldagem 3,3 kJ/mm
(f)
Figura 4.6 - Distribuição de freqüência dos tamanhos das inclusões encontradas no metal
de solda, usando alumina como aditivo e diferentes energias de soldagem: (a) 1,0 kJ/mm; (b) 1,5
kJ/mm; (c) 2,0 kJ/mm; (d) 2,5 kJ/mm; (e) 3,0 kJ/mm e (f) 3,3 kJ/mm.
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
88
5 1015202530
0
10
20
30
40
Frequência relativa [%].
Tamanho da inclusão [µm].
aditivo: zircônia
Energia de soldagem 1,0 kJ/mm
(a)
5 1015202530
0
10
20
30
40
Frequência relativa [%].
Tamanho da inclusão [µm].
aditivo: zircônia
Energia de soldagem 1,5 kJ/mm
(b)
5 1015202530
0
10
20
30
40
Frequência relativa [%].
Tamanho da inclusão [µm].
aditivo: zircônia
Energia de soldagem 2,0 kJ/mm
(c)
5 1015202530
0
10
20
30
40
Frequência relativa [%].
Tamanho da inclusão [µm].
aditivo: zircônia
Energia de soldagem 2,5 kJ/mm
(d)
5 1015202530
0
10
20
30
40
Frequência relativa [%].
Tamanho da inclusão [µm].
aditivo: zircônia
Energia de soldagem 3,0 kJ/mm
(e)
5 1015202530
0
10
20
30
40
Frequência relativa [%].
Tamanho da inclusão [µm].
aditivo: zircônia
Energia de soldagem 3,3 kJ/mm
(f)
Figura 4.7 - Distribuição de freqüência dos tamanhos das inclusões encontradas no metal
de solda, usando zircônia como aditivo e diferentes energias de soldagem: (a) 1,0 kJ/mm; (b) 1,5
kJ/mm; (c) 2,0 kJ/mm; (d) 2,5 kJ/mm; (e) 3,0 kJ/mm e (f) 3,3 kJ/mm.
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
89
5 1015202530
0
10
20
30
40
Frequência relativa [%].
Tamanho da inclusão [µm].
aditivo: zirconita
energia de soldagem 1,0 kJ/mm
(a)
5 1015202530
0
10
20
30
40
Frequência relativa [%].
Tamanho da inclusão [µm].
aditivo: zirconita
energia de soldagem 1,5 kJ/mm
(b)
5 1015202530
0
10
20
30
40
Frequência relativa [%].
Tamanho da inclusão [µm].
aditivo: zirconita
energia de soldagem 2,0 kJ/mm
(c)
5 1015202530
0
10
20
30
40
Frequência relativa [%].
Tamanho da inclusão [µm].
aditivo: zirconita
energia de soldagem 2,5 kJ/mm
(d)
5 1015202530
0
10
20
30
40
Frequência relativa [%].
Tamanho da inclusão [µm].
aditivo: zirconita
energia de soldagem 3,0 kJ/mm
(e)
5 1015202530
0
10
20
30
40
Frequência relativa [%].
Tamanho da inclusão [µm].
aditivo: zirconita
energia de soldagem 3,3 kJ/mm
(f)
Figura 4.8 - Distribuição de freqüência dos tamanhos das inclusões encontradas no metal de
solda, usando zirconita como aditivo e diferentes energias de soldagem: (a) 1,0 kJ/mm; (b) 1,5
kJ/mm; (c) 2,0 kJ/mm; (d) 2,5 kJ/mm; (e) 3,0 kJ/mm e (f) 3,3 kJ/mm.
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
90
Tabela 4.11 - Número total de partículas N observadas em 25 campos contíguos, correspondendo
a uma área analisada de 1,8 mm
2
.
aditivo
energia
[kJ/mm]
sem
aditivo
alumina zircônia zirconita
média DP
1,0 1949 1787 2420 1164 1830 519
1,5 2721 1560 2770 1299 2088 767
2,0 2108 1686 1308 1852 1739 335
2,5 4506 2352 1863 6468 3797 2119
3,0 5092 10731 2568 1692 5021 4071
3,3 2912 13937 1225 3836 5478 5742
Tabela 4.12 - Tamanho médio das inclusões
d
[µm].
aditivo
energia
[kJ/mm]
sem
aditivo
alumina zircônia zirconita
média DP
1,0 6,1 6,0 5,9 6,6 6,1 0,3
1,5 6,8 5,3 5,2 6,2 5,9 0,8
2,0 6,4 6,8 3,7 3,5 5,1 1,7
2,5 4,0 5,4 4,0 3,8 4,3 0,7
3,0 2,7 2,9 4,0 8,0 4,4 2,4
3,3 2,8 3,4 6,2 3,2 3,9 1,6
Tabela 4.13 - Fração em área das inclusões A
A
.
aditivo
energia
[kJ/mm]
sem
aditivo
alumina zircônia zirconita
média DP
1,0 0,0467 0,0458 0,0531 0,0272 0,0432 0,0111
1,5 0,0498 0,0459 0,0505 0,0296 0,0440 0,0098
2,0 0,0442 0,0830 0,0121 0,0158 0,0388 0,0328
2,5 0,0267 0,0860 0,0229 0,0773 0,0532 0,0330
3,0 0,0577 0,0331 0,0270 0,0668 0,0461 0,0191
3,3 0,0695 0,0327 0,0306 0,0307 0,0409 0,0191
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
91
Tabela 4.14 - Número de inclusões por unidade de área N
A
[mm
-2
].
aditivo
energia
[kJ/mm]
sem
aditivo
alumina zircônia zirconita
média DP
1,0 993 1083 1344 647 1017 288
1,5 867 1512 1539 722 1160 426
2,0 937 1171 727 1029 966 186
2,5 1307 2503 1035 3593 2110 1177
3,0 5962 2829 1427 940 2789 2261
3,3 7743 1618 681 2131 3043 3190
Tabela 4.15 - Número de inclusões por unidade de volume N
V
[mm
-3
].
aditivo
energia
[kJ/mm]
sem
aditivo
alumina zircônia zirconita
média DP
1,0 162636 181847 226530 98236 167312 53265
1,5 127988 287158 297184 115973 207076 98467
2,0 146432 173352 194011 297609 202851 66108
2,5 329077 462391 261863 933836 496792 303046
3,0 2185621 979872 359837 118231 910890 924061
3,3 2763984 482642 109413 665894 1005483 1194983
Tabela 4.16 - Fração volumétrica das inclusões não metálicas V
V
.
aditivo
energia
[kJ/mm]
sem
aditivo
alumina zircônia zirconita
média DP
1,0 0,0194 0,0201 0,0248 0,0147 0,0197 0,0041
1,5 0,0208 0,0219 0,0216 0,0146 0,0197 0,0034
2,0 0,0201 0,0280 0,0053 0,0064 0,0150 0,0110
2,5 0,0108 0,0384 0,0085 0,0279 0,0214 0,0143
3,0 0,0232 0,0123 0,0117 0,0311 0,0196 0,0093
3,3 0,0318 0,0095 0,0138 0,0114 0,0166 0,0103
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
92
O aumento do número de inclusões e a redução do tamanho médio destas partículas
podem ser observados na Figura 4.9 onde os valores das tabelas acima também foram utilizados.
Os comportamentos dos parâmetros mostrados nas Figuras 4.9(a) e (b) foram bem ajustados por
regressões lineares, cujos coeficientes de correlação foram 0,83 e 0,93, respectivamente. É bem
plausível que o aumento da temperatura ocasionado pelo incremento do calor na soldagem tenha
favorecido a dissolução de óxidos no metal fundido, diminuindo o seu tamanho sem que
houvesse variações significativas na fração volumétrica dessas partículas, Figura 4.9(d). A
literatura indica que a quantidade de inclusões é afetada essencialmente pela composição
química, particularmente do oxigênio em solução no metal fundido (ABSON, 1989). A densidade
de inclusões no metal de solda, expressa tanto por N
A
como N
V
, mostrou ter um comportamento
linear crescente bem ajustado com o aumento da energia de soldagem.
Os valores obtidos sobre as inclusões foram comparados com a literatura e pode-se
observar alguns valores através da Tabela 4.17, onde nota-se dispersões entre os valores devido
aos diferentes processos de soldagem e consumíveis utilizados nos ensaios, além das técnicas
diferentes de análise de metalografia. Assim, a escolha das áreas a serem analisadas, o aumento e
o tipo de equipamento (microscópio óptico ou eletrônico) afetam os resultados relativos aos
parâmetros de metalografia das amostras do metal de solda.
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
93
0,51,01,52,02,53,03,54,0
100
1000
10000
100000
número total de inclusões N / 1,8mm
2
energia de soldagem [kJ/mm]
R
2
= 0,83
00,51,01,52,02,53,03,54,
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
tamanho médio das inclusões d [µm]
energia de soldagem [kJ/mm]
R
2
= 0,93
(a) (b)
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0
0,00
0,02
0,04
0,06
0,08
0,10
fração em área das inclusões A
A
energia de soldagem [kJ/mm]
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0
0,00
0,02
0,04
0,06
0,08
0,10
fração volumétrica das inclusões V
V
energia de soldagem [kJ/mm]
(c) (d)
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0
100
1000
10000
número de inclusões N
A
[mm
-2
]
energia de soldagem [kJ/mm]
R
2
= 0,85
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0
10
5
10
6
10
7
número de inclusões N
V
[mm
-3
]
energia de soldagem [kJ/mm]
R
2
= 0,91
(e) (f)
Figura 4.9 - Variação de parâmetros relativos à distribuição de inclusões. (a) quantidade; (b)
tamanho médio; (c) fração em área; (d) fração volumétrica; (e) número de inclusões por unidade
de área observada; (f) número de inclusões por unidade de volume.
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
94
Tabela 4.17 - Resultados obtidos da literatura sobre metalografia quantitativa das
inclusões não metálicas.
Ref processo
E
[kJ/mm]
d
[µm]
Na
[mm
-2
]
Nv
[mm
-3
]
Aa Vv
técnica
[1] SMAW/SAW -
0,25 –
1,1
-
2 –
76.10
7
-
0,001 –
0,021
-
[2] SAW 2,1
2,0 -
3,0
- - - 0,006 MO/MEV
[3] SAW
1,8 – 3,7
0,5
- - - 0,002 MO
[4] - -
2,7 -
3,3
- - -
0,0004 -
0,0006
MO/MEV
[5] SMAW 1,0 – 1,7
0,4 -
0,7
3 –
9.10
4
4 –
17.10
7
-
0,003 -
0,01
MO/MET
[6] - -
2,5 -
3,0
-
9 –
14.10
4
- - MO/MEV
[7] SMAW/SAW 1,3
- 1,4-
2,3.10
6
- -
0,038 –
0,063
MEV
[8] SAW -
-
- - -
0,014 –
0,024
-
[9] SAW 2,2
0,4
- -
0,2-
0,45%
- MEV
[10] - -
0,05 –
1,5
-
1 –
10.10
7
-
0,002
-
[11] SMAW 1,5
0,3 -
0,6
200 -
900
-
0,2-
0,6%
- MEV
[12] GMAW 1,0 – 2,0
0,2 -
0,4
- -
0,1-
2,8%
- MEV
[13] SMAW -
0,1 -
1,2
-
4 –
6,8.10
7
-
0,0039 –
0,0047
MET
[14] FCAW 2,1 – 3,8
0,3 –
8,0
-
6 –
30.10
-7
- 0,0279 MEV
[15] SAW 2,1
0,3 -
1,7
- - - 0,009 MEV
[16] - -
1,2 -
2,1
-
0,5 –
2,2.10
5
- - MEV
[17] - -
1,0 -
3,0
100 –
400
5,3 –
72.10
4
- - MEV
*
SAW 1,0 – 3,3
3,9 -
6,1
1017-
3043
1 –
10.10
5
0,03 –
0,05
0,015 –
0,021
MO
Nota 1: SAW – soldagem por arco submerso; SMAW – eletrodo revestido; GMAG – soldagem
com proteção gasosa; FCAW – arame tubular; E – energia de soldagem; d – tamanho; Na –
partículas por área observada; Nv – partículas por unidade de volume; Aa – fração em área; Vv –
fração volumétrica das inclusões; MO – microscopia ótica; MEV – microscopia eletrônica de
varredura; MET – microscopia eletrônica de transmissão; * - .resultados deste trabalho.
Nota 2: Referências adotadas na tabela: [1] ( ABSON ,1989); [2] (DE MELLO. et al,2003); [3]
(BASU; RAMAN,2002); [4] (VAN DER EIJK. et al,1998); [5] (OSIO et al,1996); [6] (LEE;
PAN,,1995)
; [7] (BOSE-FILHOH et al.,2006); [8] (INDACOCHEA; OLSON,1983); [9] (BHOLE et
al.,2006)
; [10] (GRONG; KLUKEN,1992); [11] (ST-LAURENT; L’ESPÉRANCE.,1992); [12]
(SCHUMANN; FRENCH,1997)
; [13] (ZHANG; FARRAR,1996); [14] (QUINTANA. et al.,2001); [15]
(FOX; BROTHERS,1995); [16] (KIM; CHANG; LEE,2005); [17] (KIM; LEE; OH,2002).
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
95
O tamanho médio das inclusões encontradas nos ensaios de soldagem são maiores que os
encontrados na literatura, pois a maioria dos trabalhos pesquisados utilizou a microscopia
eletrônica de varredura que permite a observação sobre a superfície da amostra de inclusões
menores ao limite inferior de resolução do microscópio óptico, sendo assim, a observação das
amostras soldadas deste trabalho reduziria o tamanho médio das inclusões medidas na zona
fundida.
A variação da fração volumétrica das inclusões encontrada neste trabalho mostrou
conformidade com os resultados encontrados na literatura, sugerindo que o teor de oxigênio
introduzido durante a fusão e a solidificação do metal de solda tenha sido mantido em níveis
aceitáveis (INDACOCHEA; OLSON, 1983). As Figuras 4.9(c) e 4.9(d) apresentam,
respectivamente, as frações em área e volumétrica. Apesar de ambos os gráficos terem um
comportamento semelhante, onde não há uma variação expressiva desses parâmetros com a
energia de soldagem, percebe-se que os valores médios são distintos. Uma razão para isto estaria
relacionada com a metodologia empregada para a obtenção desses parâmetros: enquanto a fração
em área foi determinada através da razão entre as áreas ocupadas pelas inclusões e as áreas
correspondentes à totalidade da superfície analisada, a fração volumétrica foi estimada a partir
das expressões descritas no capítulo anterior. Assim, a fração volumétrica V
V
foi calculada a
partir da estimativa do tamanho médio das inclusões – uma grandeza que seria bem menor que os
tamanhos existentes nas distribuições assimétricas leptocúrticas observadas para estas partículas.
Do exposto pode-se destacar que o aumento da energia durante a soldagem por arco submerso
promoveu a formação de um grande número de inclusões em detrimento ao seu tamanho, sem
que estas modificações sobre a distribuição das partículas provocassem alterações muito
significativas em sua fração volumétrica.
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
96
4.4 Análise da microestrutura no metal de solda
O ataque químico feito com nital 2% sobre as superfícies polidas revelou a complexa
microestrutura do metal de solda existente nas amostras analisadas. Assim sendo, a ampliação
usada durante a análise das imagens variou entre 500 a 700 vezes, dependendo do tamanho da
tela de visualização – normalmente entre 15 e 17 polegadas. Tais condições possibilitaram definir
com confiabilidade os diferentes microconstituintes e as suas respectivas morfologias, seguindo-
se as recomendações estabelecidas pelo Instituto Internacional de Soldagem (INTERNATIONAL
INSTITUTE OF WELDING,1988).
A micrografia mostrada na Figura 4.10 apresenta o aspecto típico da microestrutura
observada na região da zona fundida das amostras, constituída principalmente por ferrita acicular
(AF) circundada com grãos de ferrita primária (PF(G)). Raramente um outro microconstituinte, a
ferrita com segunda fase alinhada – FS(A), também foi identificado (GRONG; KLUKEN, 1992).
A identificação das inclusões não metálicas sobre a superfície da amostra também foi possível,
apesar do seu contraste ter sido prejudicado com o ataque metalográfico.
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
97
Figura 4.10 - Detalhe da microestrutura do metal de solda apresentando diferentes
morfologias da ferrita após o ataque metalográfico das amostras feito com nital 2%.
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
98
As Figuras 4.11 a 4.14 mostram exemplos típicos das microestruturas observadas nos
cordões de solda feitos com diferentes aditivos e sob diversos níveis de energia de soldagem.
(a) (b)
(c) (d)
(e) (f)
Figura 4.11 - Exemplos da microestrutura do metal de solda observada nas amostras
soldadas sem aditivo e com diferentes energias de soldagem: (a) 1,0 kJ/mm; (b) 1,5 kJ/mm; (c)
2,0 kJ/mm; (d) 2,5 kJ/mm; (e) 3,0 kJ/mm e (f) 3,3 kJ/mm. Ataque metalográfico feito com nital
2%.
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
99
(a) (b)
(c) (d)
(e) (f)
Figura 4.12 - Exemplos da microestrutura do metal de solda observada nas amostras
soldadas com aditivo (alumina) mas com diferentes energias de soldagem: (a) 1,0 kJ/mm; (b) 1,5
kJ/mm; (c) 2,0 kJ/mm; (d) 2,5 kJ/mm; (e) 3,0 kJ/mm e (f) 3,3 kJ/mm. Ataque metalográfico feito
com nital 2%.
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
100
(a) (b)
(c) (d)
(e) (f)
Figura 4.13 - Exemplos da microestrutura do metal de solda observada nas amostras
soldadas com aditivo (zircônia) mas com diferentes energias de soldagem: (a) 1,0 kJ/mm; (b) 1,5
kJ/mm; (c) 2,0 kJ/mm; (d) 2,5 kJ/mm; (e) 3,0 kJ/mm e (f) 3,3 kJ/mm. Ataque metalográfico feito
com nital 2%.
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
101
(a) (b)
(c) (d)
(e) (f)
Figura 4.14 - Exemplos da microestrutura do metal de solda observada nas amostras
soldadas com aditivo (zirconita) mas com diferentes energias de soldagem: (a) 1,0 kJ/mm; (b) 1,5
kJ/mm; (c) 2,0 kJ/mm; (d) 2,5 kJ/mm; (e) 3,0 kJ/mm e (f) 3,3 kJ/mm. Ataque metalográfico feito
com nital 2%.
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
102
A técnica de contagem de pontos determinou quantitativamente as frações volumétricas
das diversas morfologias da ferrita que foram observadas, como a acicular (AF), ferrita primária
PF(G), ferrita poligonal intragranular PF(I), ferrita com segunda fase alinhada FS(A) e outros
microconstituintes, cujos resultados são mostrados respectivamente nas Tabelas 4.18 a 4.22.
Tabela 4.18 - Fração volumétrica de ferrita acicular (AF) no metal de solda [%].
energia de soldagem [kJ/mm]
aditivo
1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,3
sem aditivo
66,5 63,0 63,9 56,3 70,6 60,9
alumina
64,0 54,8 30,0 66,8 62,2 60,1
zirconita
69,3 65,3 56,1 55,4 55,3 41,5
zircônia
47,7 39,1 52,9 54,2 58,1 57,9
Tabela 4.19 - Fração volumétrica de ferrita primária PF(G) no metal de solda [%].
energia de soldagem [kJ/mm]
aditivo
1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,3
sem aditivo
15,4 16,0 13,5 19,3 8,0 14,8
alumina
21,2 27,2 36,2 15,0 15,1 15,5
zirconita
15,9 15,9 14,7 23,1 14,6 29,8
zircônia
28,1 34,8 22,5 31,0 22,1 21,9
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
103
Tabela 4.20 - Fração volumétrica de ferrita poligonal intragranular PF(I) no metal de solda [%].
energia de soldagem [kJ/mm]
aditivo
1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,3
sem aditivo
8,1 7,5 8,0 11,1 6,4 7,6
alumina
6,5 7,9 12,4 7,2 9,2 8,4
zirconita
6,8 7,8 8,3 7,8 8,9 10,4
zircônia
9,3 9,7 10,6 8,0 6,8 9,5
Tabela 4.21 - Fração volumétrica de ferrita de segunda fase alinhada FS(A) na solda [%].
energia de soldagem [kJ/mm]
aditivo
1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,3
sem aditivo
1,3 1,9 0,7 0 0,8 0,5
alumina
0,1 1,6 0 0,5 1,0 0,5
zirconita
1,0 0,3 0 0,1 0 0
zircônia
0 0,1 0,6 0,4 2,4 3,1
Tabela 4.22 - Fração volumétrica de outros microconstituintes no metal de solda [%].
energia de soldagem [kJ/mm]
aditivo
1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,3
sem aditivo
8,8 11,6 13,9 13,3 14,2 16,3
alumina
8,1 9,4 21,4 10,5 12,5 15,5
zirconita
7,0 10,8 20,9 13,5 21,2 18,4
zircônia
15,0 16,2 13,6 6,4 10,6 7,5
A análise de variância, feita com um nível de significância de 5%, foi aplicada aos
resultados indicados nas Tabelas 4.18 a 4.22 (COSTA NETO, 2002). Assim, determinou-se
estatisticamente que havia uma variação perceptível entre as frações volumétricas apresentadas
pelos diferentes microconstituintes, mas que, entretanto, não havia uma diferença significativa
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
104
deste parâmetro que pudesse ser atribuída aos efeitos dos aditivos e das energias de soldagem
empregados.
A caracterização da microestrutura do metal de solda também pode ser apreciada
graficamente através da Figura 4.15, onde fica evidente que a ferrita acicular pode ser
considerada a morfologia preponderante entre 50 a 62%. A participação da ferrita primária, seja
de contorno de grão PF(G) ou intragranular PF(I), foi significativa mas menor. A análise
quantitativa estimou entre 15 a 23% da fração volumétrica constituída por PF(G), enquanto estes
valores caíram entre 7 a 10% para PF(I). A ferrita com segunda fase alinhada FS foi identificada
muito raramente nas amostras observadas, constituindo uma fração volumétrica que atingiu no
máximo 2%. Constituintes diversos como inclusões, microporosidades e agregados complexos
participaram com uma parcela de 9 a 17% do volume do metal de solda. Considerando-se as
frações volumétricas indicadas acima, nota-se que há uma boa conformidade dos resultados
obtidos neste trabalho com resultados extraídos da literatura e que estão citados na Tabela 4.23.
A presença de ferrita primária PF(G) e/ou com segunda fase alinhada FS(A) permitiu
identificar a localização dos antigos contornos de grão da austenita. O agrupamento dos grãos de
ferrita revelou que a estrutura antes da transformação de fase era constituída por grãos grosseiros
de austenita com morfologia colunar (BHADESHIA; SVENSSON; GRETOFT, 1986), cujo
crescimento epitaxial manteve normalmente uma orientação muito próxima à normal da linha de
fusão – direção onde o fluxo de calor tende a ser maximizado. Evidências que as inclusões não
metálicas podem restringir o crescimento desses grãos colunares têm sido indicadas na literatura
(INDACOCHEA; OLSON, 1983).
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
105
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
AF
PF(G)
PF(I)
FS
outros
fração volumétrica do microconstituinte [%]
energia de soldagem [kJ/mm]
0,51,01,52,02,53,03,54,
20
30
40
50
60
70
80
0
fração volumétrica de ferrita acicular [%]
energia de soldagem [kJ/mm]
(a) (b)
0,51,01,52,02,53,03,54,0
0
10
20
30
40
fração volumétrica de ferrita alotriomórfica [%]
energia de soldagem [kJ/mm]
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0
0
10
20
30
40
fração volumétrica de ferrita idiomórfica [%]
energia de soldagem [kJ/mm]
(c) (d)
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0
0
1
2
3
4
5
fração volumétrica de ferrita de Widmanstätten [%
energia de soldagem [kJ/mm]
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0
0
10
20
30
40
fração volumétrica de outros constituintes [%]
energia de soldagem [kJ/mm]
(e) (f)
Figura 4.15 - Variação média da fração volumétrica dos diferentes microconstituintes
encontrados no metal de solda em (a). Efeito da energia de soldagem sobre AF em (b); PF(G) em
(c); PF(I) em (d); FS(A) em (e) e de outros constituintes em (f). A dispersão está representada
graficamente pelo desvio padrão dos resultados dos grãos desta morfologia de ferrita.
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
106
Tabela 4.23 - Coletânea de resultados extraídos da literatura sobre as diferentes morfologias da
ferrita que compõe a microestrutura do metal de solda.
Fração Volumétrica [%]
Referência Processo
PF(G) PF(I) FS(A) OUTRAS AF
Técnica
(DE MELLO et al,
2003)
SAW 4-11 12-19 0-3 - 68-
83
MO
(BASU;RAMAN,
2002)
SAW 14-27 1-3 1-5 - 67-
84
MO
(DA TRINDADE FILHO ET AL,
2004)
SAW 9-32 5-19 5-36 2-3 25-
76
MO
(BHADESHIA;SVENSSON;GRETOFT,
1985)
SMAW 24-54 - 14-31 - 13-
59
MO
(JORGE;SOUZA;REBELLO,
2001)
SAW 20-40 - 2-15 - 45-
80
MO
(BOSE-FILHO ET AL,
2006)
SWAW 15-25 - 1-4 8-18 55-
72
MO
(DOWLING;CORBETT;KERR,
1986)
SAW 3-11 - - 3-9 82-
92
MO
(BHOLE ET AL,
2006)
SAW 0-14 - 2-47 - 45-
76
MEV
(ST-LAURENT;L'ESPÉRANCE,
1992)
SMAW 5-22 1-10 1-35 - 8-85 MEV
(SHUMANN;FRENCH,
1997)
GMAW 25-30 12-14 11-15 - 44-
52
MO
(ZHANG;FARRAR,
2001)
SMAW 1-21 - 6-23 - 57-
79
MO
* SAW 15-23 7-10 0-2 9-17 50-
62
MO
onde * corresponde aos resultados obtidos neste trabalho.
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
107
A microestrutura do metal de solda se desenvolve a partir da transformação da austenita e
pode ser afetada tanto pelos parâmetros usados na soldagem por arco submerso quanto pela
composição química resultante da diluição. Tais interações promovem uma microestrutura da
zona fundida complexa, normalmente constituída por diferentes morfologias da ferrita. A ferrita
primária PF(G) tem a sua formação iniciada com pequenos superesfriamentos em relação à
temperatura A
3
(∼ 800°C), sendo nucleada heterogeneamente sobre os antigos contornos dos
grãos colunares da austenita e tendo o seu crescimento controlado pela difusão do carbono
através da interface planar incoerente α-γ (GRONG; KLUKEN, 1992). O papel das inclusões não
metálicas sobre a formação da ferrita poligonal de contorno de grão PF(G) pode ser desprezado,
considerando que várias destas partículas podem ser observadas no interior dos grãos desta
morfologia de ferrita. Entretanto, o mesmo não se pode afirmar quanto ao efeito das inclusões
sobre a nucleação da ferrita poligonal intragranular PF(I), posto que as mesmas podem atuar
como substrato para a formação deste microconstituinte (SHIM et al, 2001).
Com maiores superesfriamentos (∼ 750°C) o mecanismo de transformação de fase muda e
deixa de ser controlado exclusivamente pela difusão, tendo a formação de discordâncias um
importante papel. Neste caso a interface γ-α segue uma das 24 variantes da orientação
cristalográfica de Kurdjumov-Sachs (K-S), onde o plano (111)
γ
é paralelo a (110)
α
, que avança
com a direção [011]
γ
paralela à [111]
α
. Tal restrição cristalográfica torna mais eficiente a
redistribuição do carbono nas extremidades de uma estrutura com interfaces incoerentes com alta
mobilidade (ledge mechanism), mas que altera significativamente a morfologia da frente de
transformação para ripas ou agulhas de ferrita com segunda fase alinhada FS. (GRONG;
KLUKEN, 1992; SHIM et al, 2001).
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
108
Embora seja evidente que exista o efeito dos parâmetros do processo de soldagem sobre a
microestrutura do metal de solda a interpretação desta interação é complexa. A Figura 4.16
permite comparar os resultados experimentais com outros obtidos na literatura (BASU; RAMAN,
2002; SCHUMANN; FRENCH, 1997) onde se observa que não há um comportamento muito
bem definido para a variação da fração volumétrica com a energia de soldagem. Teoricamente
espera-se que o aumento do aporte térmico favoreça o incremento da quantidade de ferrita
acicular AF, posto que haveria uma aumento no tamanho de grão da austenita prévia. Este efeito
reduziria a razão S
V
entre a área da interface e o volume do grão austenítico, parâmetro de
fundamental importância para a nucleação heterogênea da ferrita primária de contorno de grão
PF(G) e que sendo formada ocuparia um volume onde a ferrita acicular poderia ser nucleada a
partir das inclusões. Babu (2004), Basu e Raman (2002),observaram o aumento do tamanho de
grão austenítico no metal de solda feito por arco submerso mas, no entretanto, nota-se pela Figura
4.16(a) que houve uma redução da fração de AF. Estes autores justificaram estes resultados pela
interação entre a taxa de resfriamento e a distribuição de inclusões observadas, que seriam
responsáveis pelo incremento da ferrita PF(G) destacado na Figura 4.16(b).
Capítulo 4 – Resultados e Discussão
109
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0
30
40
50
60
70
80
90
experimental
Basu & Raman
Schumann & French
fração volumétrica de ferrita acicular [%]
energia de soldagem [kJ/mm]
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0
0
10
20
30
40
experimental
Basu & Raman
Schumann & French
fração volumétrica de ferrita alotriomórfica [%]
energia de soldagem [kJ/mm]
(a) (b)
Figura 4.16 - Análise comparativa da variação da fração volumétrica de
microconstituintes com a energia de soldagem, baseada nos resultados apresentados por Basu e
Raman (2002) e Schumann e French (1997) para a ferrita acicular AF (a) e de contorno de grão
PF(G) (b).
A interação entre a distribuição de inclusões e a fração volumétrica dos microconstituintes
observados nas amostras mostrou ser coerente com a expectativa (BABU, 2004). Verificou-se
que houve uma redução no tamanho médio das inclusões, mas sem que houvesse variação
significativa em sua fração volumétrica, o que comprometeria um aumento na quantidade de
ferrita acicular formada. Já o incremento do tamanho de grãos da austenita, causado pelo aporte
de calor durante a soldagem, pode responder pela pequena redução na quantidade de ferrita
poligonal de contorno de grão PF(G) indicada pela Figura 4.15(c).
110
Capítulo 5 - Conclusões
Capítulo 5
______________________________________________________________________________________________
CONCLUSÕES
Os resultados obtidos da análise de geometria dos cordões de solda mostraram que
somente a energia de soldagem contribuiu para as variações na geometria do cordão, sendo a
velocidade de soldagem foi considerado o parâmetro mais significativo devido ao crescente
aumento de material depositado para um decréscimo da velocidade de solda e a velocidade de
alimentação do arame constante durante os ensaios de soldagem. Segundo a observação das
regiões de solda, o aporte térmico também mostrou-se parâmetro mais representativo no aumento
da região da ZTA com relação à superfície da zona fundida, isto devido à redução da velocidade
de solda. Conclui-se que tanto para a geometria do cordão quanto para as regiões de solda a
energia de soldagem foi o principal parâmetro responsável pelas variações, sem influência
considerável dos aditivos utilizados no processo de soldagem do metal de base.
O aumento da energia de soldagem também proporcionou o aumento do número de
inclusões, porém com redução considerável do tamanho das inclusões observadas, e sem que
tenha havido variação na fração volumétrica. Este resultado é esperado se consideramos que com
o aumento da temperatura pode haver maior dissolução dos óxidos no metal fundido. A
visualização das inclusões restringiu-se a limitação técnica do microscópio óptico, sendo
observadas assim, inclusões maiores que 0,5µm, porém uma pequena amostra observada como
exemplo no microscópio eletrônico de varredura pode demonstrar a existência de inclusões
menores que 0,5µm.
Os principais microconstituintes observados após análise metalográfica das amostras em
ordem decrescente de quantidade, a ferrita acicular (AF), a ferrita primária de contorno de grão
Capítulo 5 - Conclusões
111
PF(G), a ferrita primária intragranular PF(I) e a ferrita de segunda fase alinhada (FS).
Considerando que a microestrutura do metal de solda se desenvolve a partir da transformação da
austenita e pode ser afetada pelos parâmetros de soldagem e composição química na região de
diluição, a formação da ferrita primária de contorno de grão PF(G) não sofreu influência
considerável durante sua formação pelas inclusões presentes no metal de solda, visto que estas
encontram-se na sua maioria no interior dos grãos, contribuindo assim para a nucleação da ferrita
poligonal intragranular PF(I) e principalmente da ferrita acicular AF. A variação da quantidade
de ferrita acicular com o aumento da energia de soldagem mostrou ser coerente com a literatura,
resultado da maior taxa de resfriamento e da dispersão de inclusões não metálicas no metal de
solda.
112
Referências Bibliográficas
__________________________________________________________________________________________
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113
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