ANÁLISE DA FORMAÇÃO DE POROSIDADES EM SOLDAS OBTIDAS POR ARCO SUBMERSO EM AÇO SA 516 GRAU 70 PARA VASOS DE PRESSÃO

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Full text

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tulo

N ome do A utor

Esta Dissertação de Mestrado pretende contribuir

na pesquisa da porosidade em soldas de aço SA

516 Grau 70 utilizado vasos de pressão, através do

estudo da correlação entre o procedimento de

soldagem por arco submerso e a formação de tais

descontinuidades. Num segundo momento é feito

todo o procedimento experimental de soldagem,

variando os seguintes parâmetros: tensão,

corrente, velocidade de soldagem e fluxo,

conforme o delineamento do experimento

elaborado para então realizar ensaios de raios X e

inspeção visual, determinando a quantidade de

porosidade e outras descontinuidades em cada

amostra. Finalmente, a partir destas evidências

realiza-se um estudo da formação de porosidades,

através do projeto fatorial e determina-se a

influência de cada parâmetro na sua formação.

Orientador: Dr. Fernando H. Lafratta

Coorientador: Dra. Danielle Bond

Joinville, 2015

DISSERTAÇÃO DE MESTRADO

ANÁLISE DA FORMAÇÃO DE

POROSIDADES EM SOLDAS

OBTIDAS POR ARCO SUBMERSO

EM AÇO SA 516 GRAU 70 PARA

VASOS DE PRESSÃO

ANO

2015

D ARLAN SILVA SIEWE RD T AN ÁLISE D A FOR M AÇÃO D E PORO SID AD ES EM S OLD AS OB TID AS POR A RC O SUB M ERSO E M AÇO SA 5 16 GR AU 70 PA RA V ASO S D E PRES SÃO

UNIVERSIDADE DO ESTADO DE SANTA CATARINA – UDESC CENTRO DE CIÊNCIAS TECNOLÓGICAS - CCT

CURSO DE MESTRADO ACADÊMICO EM CIÊNCIA E ENGENHARIA DE MATERIAIS

DARLAN SILVA SIEWERDT

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ANÁLISE DA FORMAÇÃO DE POROSIDADES EM SOLDAS OBTIDAS POR ARCO SUBMERSO EM AÇO SA 516 GRAU 70

PARA VASOS DE PRESSÃO

JOINVILLE, SC 2015

Dissertação de Mestrado apresentado ao Programa de Pós-graduação em Ciência e Engenharia de Materiais, da Universidade do Estado de Santa Catarina, como requisito parcial à obtenção do grau de Mestre em Ciência e Engenharia de Materiais.

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S573a Siewerdt, Darlan Silva

Análise da formação de porosidades em soldas obtidas por arco submerso em aço SA 516 grau 70 para vasos de pressão / Darlan Silva Siewerdt . – 2015. 145 p. : il.; 21 cm

Orientador: Fernando Humel Lafratta Coorientadora: Danielle Bond

Bibliografia: p. 137-142

Dissertação (mestrado) – Universidade do Estado de Santa Catarina, Centro de Ciências Tecnológicas, Programa de Pós-Graduação em Ciência e Engenharia de Materiais, Joinville, 2015.

1. Ciência dos materiais. 2. Metais. 3. Soldagem. 4. Porosidade.

I. Lafratta, Fernando Humel. II. Bond, Daniele. III. Universidade do Estado de Santa Catarina. Programa de Pós-Graduação em Engenharia e Ciência e Engenharia de Materiais. IV. Título.

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(8)

Primeiramente agradeço a Deus por tudo que sou e que alcancei na vida.

Ao meu Orientador Prof. Dr. Fernando Humel Lafratta

e a minha Co-orientadora, Profª Dra. Danielle Bond pela paciência, orientação, amizade, conhecimentos transmitidos e por me ajudarem com tanta dedicação e presteza.

À minha mãe Shirley, em especial, por sempre despertar o interesse pelo conhecimento em seus filhos e por sua vida dedicada a prover recursos para que este interesse pudesse ser saciado.

À minha esposa Carla e minha filha Elisa pelo carinho,

companheirismo, apoio, otimismo e principalmente pela compreensão por todos os momentos de minha ausência.

Ao meu pai Valdemiro e meu irmão Romenito por suas

presenças e carinho.

Aos meus colegas de profissão Sandro Jardim e Paulo

Câmara pelo incentivo, ajuda e esclarecimentos em momentos importantes desta jornada.

Ao Eng. Cleber Rodrigues Medeiros, meu atual gerente

e amigo pessoal, por seu apoio e suas valiosas discussões.

Ao apoio da empresa SCHULZ S.A.

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“A ciência sem a religião é manca, a

religião sem a ciência é cega”.

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Figura 1 - Despesas de retrabalho na empresa Schulz S.A. .... 26

Figura 2 - Principais formatos dos vasos de pressão. ... 30

Figura 3 - Ilustração do formato de onda retangular. ... 34

Figura 4 - O Processo de soldagem por arco submerso. ... 36

Figura 5 - Porosidade em uma solda de alumínio. ... 40

Figura 6 - Macrografias: (a) porosidade vermicular (b) porosidade agrupada. ... 41

Figura 7 - Regiões do arco na soldagem por arco submerso. .. 41

Figura 8 - Curvas de solubilidade do hidrogênio (1 atm) em metais no estado líquido. ... 44

Figura 9 - Calota esférica de gás formada sobre a frente de solidificação na nucleação heterogênea. ... 46

Figura 10 - Energia para nucleação em relação ao ângulo de contato. ... 47

Figura 11 - Formação de porosidades em soldas metálicas. ... 51

Figura 12 - Correlação esquemática de quantidade de soluto e parâmetro de solidificação. ... 53

Figura 13 - Influencia do aporte térmico na taxa de resfriamento. ... 55

Figura 14 - Desenho técnico dos corpos de prova ... 60

Figura 15 - Corpo de prova preparado com os apêndices soldados. ... 62

Figura 16 - Desenho esquemático modo CC ... 64

Figura 17 - Desenho esquemático modo CV ... 65

Figura 18 - Bancada de soldagem ... 67

Figura 19 - Desenho esquemático dos ensaios realizados. ... 68

Figura 20 - (a) Flat Painel; (b) Fonte emissora de RX. ... 70

Figura 21 - Descrição do IQI ASTM/ASME tipo fios SET B. 70 Figura 22 - Posicionamento dos CPs na cabine de RX ... 72

Figura 23 - Valores de reforço e largura de cordão para chapas de 8 mm. ... 73

Figura 24 - Perfil de dureza utilizado nos ensaios. ... 74

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Figura 26 - Radiografias: (a) CP 7; (b) CP 23, réplica. ... 79

Figura 27 - Radiografias: (a) CP 10; (b) CP 26, réplica. ... 80

Figura 28 - Radiografias: (a) CP 11; (b) CP 27, réplica. ... 81

Figura 29 - Radiografias: (a) CP 12; (b) CP 28, réplica. ... 82

Figura 30 - (a) Gráfico de Probabilidade Normal, com a variável dependente Porosidade. ... 83

Figura 31 - Gráfico de Pareto. ... 84

Figura 32 - Probabilidade Normal vs Resíduos Brutos. ... 87

Figura 33 - Valores Preditos vs Residuais. ... 88

Figura 34 - Resíduos vs Índice da Amostra. ... 88

Figura 35 - Gráfico de superfície: Velocidade vs Corrente. Fluxo neutro e Tensão de 32 V. ... 91

Figura 36 - Gráfico de contorno: Velocidade vs Corrente. Fluxo neutro e Tensão de 32 V. ... 92

Figura 37 - Gráfico de superfície: Velocidade vs Corrente. Fluxo ativo e Tensão de 32 V. ... 93

Figura 38 - Gráfico de contorno: Velocidade vs Corrente. Fluxo ativo e Tensão de 32 V. ... 94

Figura 39 - Inspeção de face e raiz da solda: CP 7. ... 96

Figura 40 - Inspeção de face e raiz da solda: CP 10. ... 96

Figura 41 - Inspeção de face e raiz da solda: CP 11. ... 97

Figura 42 - Inspeção de face e raiz da solda: CP 12. ... 97

Figura 43 - Corpos de prova dobrados. ... 98

Figura 44 - Ruptura de face no CP 7. ... 99

Figura 45 - Macrofoto com medição do cordão. ... 100

Figura 46 - Gráfico de microdureza Vickers. ... 101

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Tabela 1 - Influência do aporte térmico nas

propriedades mecânicas. ... 56

Tabela 2 - Composição química do aço ASTM SA 516 Grau 70. ... 59

Tabela 3 - Propriedades mecânicas do aço ASTM SA 516 Grau 70. ... 59

Tabela 4 - Composição química do arame. ... 61

Tabela 5 - Composição química dos CPs de metal depositado com F7A0-EM12K. ... 61

Tabela 6 - Parâmetros utilizados da fonte de soldagem. ... 63

Tabela 7 - Fatores selecionados e níveis. ... 66

Tabela 8 - Característica da fonte de RX e do flat painel. ... 69

Tabela 9 - Característica do monitor do aparelho de RX. ... 69

Tabela 10 - Critério de aceitação para indicações arredondadas para chapas de 8 mm. ... 71

Tabela 11 - Parâmetros utilizados no ensaio de dureza Vickers. ... 74

Tabela 12 - Avaliação por inspeção de raios x.Erro! Indicador não definido. Tabela 13 - Tabela ANOVA para a variável dependente porosidade. ... 85

Tabela 14 - Estimativa dos efeitos para a variável dependente porosidade. ... 85

Tabela 15 - Coeficientes de regressão. ... 89

Tabela 16 - Resultados da inspeção visual. ... 95

Tabela 17 - Resultados ensaio de dobramento guiado. ... 99

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LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS

ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas

ANOVA Analysis of variance (Análise de

variância)

API American Petroleum Institute

APT Aporte Térmico

ASM American Society for Metals

ASME American Society of Mechanical

Engineers

ASTM American Society for Testing and

Materials

AWS American Welding Society

BSI British Standards Institution

CP Corpo de prova

CPs Corpos de prova

DOE Design of Experiments (Delineamento de

Experimento)

IQI Índice de Qualidade de Imagem

IS Instruções de Soldagem

MB Metal Base

NBR Norma Brasileira Regulamentada

NR Norma Regulamentadora (vinculada ao

Ministério de Trabalho)

RX Raios-X

ZF Zona Fundida

ZTA Zona Termicamente

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A Amperes

CA Corrente alternada

CC Corrente contínua

CC+ Corrente contínua polaridade inversa ou

positiva

CC - Corrente contínua polaridade direta ou

negativa

G Gradiente de temperatura na interface

Hz Hertz

I Corrente elétrica

J Aporte térmico

Q Calor efetivo do arco

P Potência do arco elétrico

R Taxa de solidificação

r Raio do núcleo

Si Concentração de gás dissolvido necessário

para a formação do núcleo

Sn Solubilidade de um gás diatômico no

metal líquido

T0 Temperatura inicial da peça

T Espessura da solda

V Tensão do arco elétrico

𝑣 Velocidade de soldagem

σLG Energia superficial na interface líquido/gás

σSG Energia superficial na interface sólido/gás

σSL Energia superficial na interface

sólido/líquido

θ Ângulo de molhamento

ῃ Eficiência do arco

κ Condutividade térmica

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1 INTRODUÇÃO ... 25 1.1 OBJETIVOS ... 27 1.1.1 Objetivo Geral ... 27 1.1.2 Objetivos Específicos ... 27 2 FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA ... 29 2.1 VASOS DE PRESSÃO ... 29 2.2 FABRICAÇÃO DOS VASOS DE PRESSÃO ... 31 2.2.1 Fundamentos do Processo de Soldagem por

Arco Submerso ... 32 2.2.2 Operação de Soldagem por Arco Submerso ... 35 2.2.3 Fluxos para Soldagem por Arco Submerso ... 37 2.3 POROSIDADE ... 39 2.3.1 Tipos e Formas de Porosidades ... 40 2.3.2 Influências Metalúrgicas na Formação de

Porosidades ...41 2.3.3 Mecanismos de Formação de Porosidades ... 44 2.3.4 Relação entre Porosidade e Parâmetros de

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3.3.1 Ensaio de Raios X ... 68 3.3.2 Inspeção Visual ... 73 3.3.3 Ensaio de Dureza ... 74 3.3.4 Ensaio de Dobramento ... 75 3.3.5 Ensaio de Macrografia ... 76 4 RESULTADOS E DISCUSSÃO... 76 4.1 RESULTADOS DA INSPEÇÃO POR RX ... 77 4.2 DELINEAMENTO DO EXPERIMENTO (DOE) ... 83 4.2.1 Análise dos Resíduos ... 86 4.2.2 Modelo de Regressão ... 89 4.2.3 Gráficos de Superfície e Contorno ... 90 4.3 RESULTADOS DA INSPEÇÃO VISUAL... 95 4.4 RESULTADOS DO DOBRAMENTO GUIADO... 98 4.5 RESULTADOS DA MACROGRAFIA ... 99 4.6 RESULTADOS DA MICRODUREZA VICKERS...101 4.7 DISCUSSÃO ...103 4.7.1 Efeitos do Fluxo na Formação de Porosidades ...103 4.7.2 Efeitos dos Parâmetros de Soldagem e do

Aporte Térmico ...105 4.7.3 Parâmetros otimizados de soldagem para o

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1 INTRODUÇÃO

Em refinarias de petróleo, usinas de açúcar e etanol, indústrias químicas e petroquímicas os vasos de pressão constituem um conjunto importante de equipamentos que abrangem os mais variados usos. Seu projeto e construção envolve uma série de cuidados especiais e exige o conhecimento de normas e materiais adequados para cada tipo de aplicação, pois as falhas em vasos de pressão podem acarretar consequências catastróficas até mesmo com perda de vidas, sendo considerados equipamentos de grande periculosidade (PROCZKA et al, 2013; MOSS, 2004; GEYER, 2000; API, 1995; POLLAK, 1994; TELLES, 1991; WHITMAN, 1968). Vasos de Pressão e Reservatórios de Ar comprimido se enquadram na norma NR-13 (BRASIL, 2009) e ASME VIII (Código de Caldeiras e Vasos de Pressão). Devido à necessidade de minimizar os custos, as empresas tem adotado a redução de espessuras das chapas utilizadas para fabricação destes vasos, economizando assim matéria prima. Por outro lado, os níveis de descontinuidades (porosidade, falta de fusão, inclusões) que antes eram aceitas, por que de maneira geral

eram contempladas na eficiência de junta

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As porosidades são consideradas prejudiciais quando ultrapassam valores propostos em normas (ASME, por exemplo), pois servem como redutores da área útil resistente e redutores da resistência à fadiga além de ponto de partida para a propagação de trincas (KIM et al., 2011; MOSS, 2004; LINCOLN, 2000; LANCASTER, 1993; HOULDCROFT, 1989; DAUSKARDT et al., 1987).

Para exemplificar, mostra-se os dados cedidos pela

empresa Schulz Compressores em um ano típico, onde observa-se um total de 1454 reservatórios em que foram realizados retrabalho devido a descontinuidades, sendo que a porosidade correspondeu a 50% deste total, representando um gasto anual de R$21.990,00 com o reparo deste defeito, conforme mostram as Figura 1 (SCHULZ S.A.,2013).

Figura 1 - Despesas de retrabalho na empresa Schulz S.A.

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1.1 OBJETIVOS 1.1.1 Objetivo Geral

Identificar a influência dos parâmetros de soldagem a

arco submerso (tensão, corrente, velocidade de soldagem e o tipo de fluxo) sobre a porosidade de juntas soldadas em aço ASTM SA516 Gr 70 através do planejamento fatorial de experimentos e contribuir na diminuição do nível de porosidade em vasos de pressão de uma indústria de fabricação de reservatórios de ar comprimido.

1.1.2 Objetivos Específicos

i. Estudar os mecanismos de surgimento de porosidades

em soldas;

ii. Verificar a influencia de cada parâmetro de soldagem

sobre a formação de poros;

iii. Elaborar um procedimento de soldagem otimizado para

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(30)

2 FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA

2.1 VASOS DE PRESSÃO

O nome vaso de pressão designa genericamente todos

os recipientes estanques, de qualquer tipo, dimensões, formato ou finalidades, capazes de conter um fluido pressurizado. Dentro desta definição, pode-se incluir desde uma simples panela de pressão, até os mais sofisticados reatores nucleares (PROCZKA et al, 2013; MOSS, 2004; TELLES, 1991).

Os vasos de pressão mais comuns na indústria são do

tipo não sujeito a chama e com a finalidade de armazenamento de gases sob pressão, os quais são assim confinados para que se possa ter um grande peso dos mesmos em um volume relativamente pequeno. A parede de pressão de um vaso compõe-se basicamente do casco (ou cascos) do vaso, e dos tampos de fechamento. O casco dos vasos de pressão tem sempre o formato de uma superfície de revolução e em geral possui uma das três formas básicas: cilíndrica, cônica ou esférica. Quanto à posição de instalação, os vasos podem ser verticais, horizontais ou inclinados, como também mostra a Figura 3 (PROCZKA et al, 2013; TELLES, 1991).

As normas de projeto de vasos de pressão são textos

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Figura 2 - Principais formatos dos vasos de pressão.

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As normas de projeto foram estabelecidas não só com a finalidade de padronizar e simplificar o cálculo e projeto dos vasos, mas principalmente garantir as condições mínimas de segurança para a operação. A experiência comprovou que a observância das exigências das normas torna muito mais baixa a probabilidade da ocorrência de acidentes graves (PROCZKA et al, 2013; MOSS, 2004; TELLES, 1991).

Na indústria nacional, a referência normativa utilizada é

o Código ASME VIII Divisão1, que é de uso extenso pelos fabricantes de reservatórios de ar comprimido e recentemente está servindo de base para a norma ABNT, que será a referência normativa de caráter legal para os vasos de pressão fabricados no Brasil (ABNT NBR 16035-1:2012).

2.2 FABRICAÇÃO DOS VASOS DE PRESSÃO

Os primeiros vasos de pressão surgiram em

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2.2.1 Fundamentos do Processo de Soldagem por Arco Submerso

Soldagem por arco submerso é um método no qual o

calor requerido para fundir o metal é gerado por um arco formado pela corrente elétrica passando entre o arame de soldagem (eletrodo nu) e a peça de trabalho (metal de base). A ponta do arame de soldagem, o arco elétrico e a peça de trabalho são cobertos por uma camada de um material mineral granulado, conhecido por fluxo, o qual protege a poça de fusão do ambiente. Portanto, o regime de fusão é misto: por efeito joule e por arco elétrico. Não há arco visível nem faíscas, respingos ou fumos. (KOU, 2003; LINCOLN, 2000; AWS, 2000; LANCASTER, 1993; HOULDCROFT, 1989; EAGAR, 1979).

As fontes de energia fornecem altas correntes de

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gera-se um maior aquecimento do eletrodo de forma a aumentar a taxa de deposição, porém, com o agravante de não se apresentar uma transferência metálica estável (CIRINO, 2009; GOHR JR, 2002).

Outra característica da soldagem com corrente contínua

é o fenômeno conhecido como Sopro Magnético que ocorre quando a corrente do arco não segue o caminho mais curto entre o eletrodo e a peça de trabalho, que então é defletido na direção ou contra o avanço da tocha ou na perpendicular (LINCOLN, 2000).

Fontes de corrente alternada conseguem alternar a

polaridade da tensão (CA) praticamente instantaneamente, sem que haja a extinção do arco elétrico, obtendo um formato de onda retangular, com isto aliando as vantagens do processo em CC+ e CC- e evitando sopro magnético.

Para melhor explicar esta variante de processo, como

também suas variáveis, é apresentada a Figura 4. Nela são apresentados os três parâmetros principais que podem ser alterados a fim de se consiga as características desejáveis no cordão de solda. (TOMA et al., 2011). A saber:

a) Balanço do ciclo: Relaciona-se com o tempo na qual a onda permanece na polaridade positiva durante seu período. Fontes de corrente alternada permitem alterar este valor de 25 a 75%, sendo que o seu aumento favorece a penetração, e sua redução, favorece a deposição.

b) Offset: Está relacionado com o deslocamento da amplitude. Quando o offset se encontra positivo aumenta-se os níveis de corrente na parte positiva com uma diminuição na mesma proporção para a polaridade negativa. Com isto gera-se uma maior penetração do cordão de solda. Por outro lado, quando o offset está negativo, ocorre um efeito contrário, de forma a favorecer a deposição.

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frequências diminuem a penetração, porém tornam o arco mais estável.

Figura 3 - Ilustração do formato de onda retangular.

Fonte: produção do próprio autor.

Uma utilidade do processo de soldagem por arco

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fusão. Quanto à posição de soldagem, a alta corrente de soldagem aliada ao alto aporte térmico cria uma grande poça de fusão, e devido a tais condições, as soldas devem ser mantidas na horizontal para evitar o que é chamado de escorrimento, que nada mais é do que o metal líquido da poça de fusão escorrer para fora da área a ser soldada. Soldas com pequenas poças de fusão podem ser inclinadas por até 15° da horizontal sem grande dificuldade. Portanto, pode-se destacar como vantagens tecnológicas e econômicas deste processo: elevada velocidade de soldagem; a maior produtividade devido a maior taxa de deposição; a redução em custos com consumíveis de soldagem, o melhor controle da altura do reforço de solda, o melhor acabamento do cordão e a viabilidade de soldagem de espessuras maiores que 5mm; boa integridade do metal de solda; processo de fácil manuseio; melhor ambiente de trabalho e maior segurança para o operador. (KARAOGLU et al., 2008; GUNARAJ e MURUGAN, 2000; KOU, 2003; LINCOLN, 2000; AWS, 2000; LANCASTER, 1993).

2.2.2 Operação de Soldagem por Arco Submerso

Dispositivos automáticos asseguram a alimentação do

arame a uma velocidade conveniente de tal forma que sua extremidade mergulhe constantemente no banho de fluxo em fusão. O fluxo, armazenado no silo do equipamento, é conduzido à região de soldagem através de um tubo e, com o

auxílio de um dispositivo automático, distribuído

(37)

formada pelo fluxo fundido e impurezas. Esta poça está em um estado líquido bem fluido (com baixa viscosidade) e é turbulenta. Por estas razões, qualquer escória ou quaisquer bolhas de gás são prontamente varridas para a superfície. O fluxo para soldagem por arco submerso protege completamente a região de soldagem do contato com a atmosfera. Uma pequena quantidade de fluxo se funde. Esta porção fundida tem várias funções: ela cobre completamente a superfície da solda, evitando a contaminação do metal de solda por gases atmosféricos; dissolve e, portanto, elimina as impurezas que se separam do metal fundido e flutuam em sua superfície; e também pode ser o agente de adição de certos elementos de liga. A combinação de todos esses fatores resulta em uma solda íntegra, sem impurezas e homogênea. À medida que o cordão de solda é formado, a parte fundida do fluxo se resfria e solidifica, formando um material duro e vítreo, que protege a solda até seu resfriamento, sendo normal seu completo destacamento da solda. (KARAOGLU et al, 2008; KOU, 2003; LINCOLN, 2000; AWS, 2000; PANDEY et al., 1994; HOULDCROFT, 1989; CHAI e EAGAR, 1980). A Figura 5 representa este processo.

Figura 4 - O Processo de soldagem por arco submerso.

Fonte: AWS, 2000.

(38)

2.2.3 Fluxos para Soldagem por Arco Submerso

Os fluxos têm várias funções na soldagem por arco

submerso. Entre elas se destacam: estabilizar o arco, fornecer elementos de liga para o metal de solda, proteger o arco e o metal aquecido da contaminação da atmosfera, minimizar impurezas no metal de solda e formar escória com determinadas propriedades físicas e químicas que podem influenciar o aspecto e o formato do cordão de solda, sua destacabilidade, e a ocorrência de defeitos (MERCADO, 2005, 2007, 2009; KANJILAL et al., 2006; LINCOLN, 2000; INDACOCHEA et al., 1989; DAVIS e COE, 1977; FRUMIN, 1949).

Os fluxos são compostos por uma mistura de óxidos e

outros minerais, podendo ainda conter ferroligas. Em relação à capacidade de alterar a composição química do metal de solda, os fluxos podem ser classificados como ativos (ácidos e básicos) ou neutros. Esta classificação se baseia na quantidade relativa de óxidos básicos, óxidos ácidos e óxidos neutros que o fluxo contém. De um modo geral, os fluxos de maior basicidade e acidez tendem a reduzir os teores de oxigênio, enxofre e fósforo no metal depositado, melhorando assim as propriedades mecânicas, em especial a resistência à fratura frágil.

Os fluxos neutros são aqueles que não produzem

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Os fluxos ativos são os que podem transferir quantidades significativas de um ou mais elementos de liga para a poça de fusão, tendo uma participação efetiva na composição do metal depositado. Os fluxos ativos contêm pequenas quantias de manganês, silício, ou ambos. Estes desoxidantes são adicionados ao fluxo para prover melhoria na resistência à formação de porosidades e trincas causadas por contaminantes sobre ou dentro do metal base. O uso principal para fluxos ativos é na soldagem em passe único, especialmente em metal base oxidados. Como os fluxos ativos contêm elementos desoxidantes, a composição química do metal de solda irá variar com a mudança na tensão do arco. Um aumento de manganês ou silício irá provocar um aumento na resistência e dureza do metal de solda em soldas multipasse, porém irá reduzir as propriedades de impacto. Por esta razão, a tensão precisa ser estritamente controlada para soldas multipasses com fluxos ativos do que a soldagem multipasse com fluxos neutros. (KOU, 2003; AWS, 1997; LINCOLN, 2000; LANCASTER, 1993; HOULDCROFT, 1989).

De acordo com o processo de fabricação os fluxos

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mistura mecânica de dois ou mais tipos de fluxos, em proporções selecionadas de forma a se obter a propriedade definida. A grande desvantagem deste tipo de fluxo é a não garantia de uma perfeita uniformidade e a possibilidade de segregação de componentes, quer na embalagem, quer na manipulação (MERCADO, 2005, 2007, 2009; BANG et al, 2009; DATTA et al., 2007; LINCOLN, 2000, AWS, 2000; INDACOCHEA et al., 1989; DAVIS e COE, 1977).

Os fluxos para arco submerso são disponíveis em uma

variedade de tamanhos. A escolha da partícula do fluxo para uma particular aplicação de soldagem depende da corrente a ser usada, do tipo de fluxo a ser utilizado, da velocidade de soldagem e do tipo de solda que será realizada. Os fluxos de menores dimensões são desejáveis para as mais altas correntes de soldagem porque se obtém um arco mais estável e soldas mais uniformes e saudáveis. Para superfícies pouco limpas, como por exemplo, contaminadas por óleos, graxas ou ferrugem, as maiores dimensões devem ser preferidas porque são mais permeáveis e liberam mais facilmente os gases provenientes da poça de fusão durante a operação de soldagem. (MERCADO, 2005, 2007, 2009; BANG et al, 2009; DATTA et al, 2007; LINCOLN, 2000, AWS, 1997; INDACOCHEA et al., 1989; DAVIS e COE, 1977).

2.3 POROSIDADE

Porosidades são descontinuidades originadas no metal

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2.3.1 Tipos e Formas de Porosidades

Algumas normas (AWS, 2000; ASME, 2010) sugerem

que a porosidade pode ser classificada de acordo com a forma e a sua distribuição em: uniformemente distribuída (uniformly scattered porosity); agrupada (cluster porosity); alinhada (aligned porosity); vermicular ou vermiforme (elongated porosity or worm holes); esférica (spherical porosity); interdentritica ou microposoridade (interdentritic porosity);

Na Figura 6 observa-se a porosidade interdentritica e a

porosidade esférica. A Figura 7 mostra uma macrografia onde se observa a porosidade vermicular e a porosidade agrupada. Figura 5 - Porosidade em uma solda de alumínio.

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Figura 6 - Macrografias: (a) porosidade vermicular (b) porosidade agrupada.

Fonte: SVENSSON, 1994.

2.3.2 Influências Metalúrgicas na Formação de Porosidades

Para melhor entendimento da formação de porosidades,

deve-se entender os potenciais fatores causadores da mesma. A Figura 8 mostra uma representação esquemática da região do arco na soldagem por fusão com eletrodo consumível.

Figura 7 - Regiões do arco na soldagem por arco submerso.

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Na soldagem a arco elétrico, o metal de adição e o metal base são fundidos pelo calor do arco. Esta fusão é

seguida por um superaquecimento considerável,

particularmente na gota de metal de adição. Na atmosfera do arco, vapores metálicos e de diversos constituintes da escória e diferentes gases estão presentes em forma molecular, atômica ou ionizada, sendo estas últimas mais reativas. Os gases são violentamente aquecidos e agitados pelo arco elétrico. A área específica de contato para interação entre metal fundido, gases e escórias é muito grande se comparada com outros processos metalúrgicos. Assim, existem condições altamente favoráveis para o desenvolvimento de interações físicas e químicas entre o metal fundido e o ambiente que o cerca (MODENESI, 2014).

Na Região I as interações com o ambiente ocorrem de

forma mais intensa. Em particular, a dissolução, no metal fundido, de gases e de outros elementos existentes no arco (O, N, H, etc.) ou na escória (Si, Mn, O, etc.) pode ocorrer fortemente. Na Região II, uma quantidade de metal base é fundida e misturada com o metal de adição (diluição). Como nesta região as temperaturas ainda são muito elevadas, as reações de incorporação de gases e de outros elementos ainda ocorrem, mas de forma menos intensa. Na Região III, caracterizada por temperaturas menores e decrescentes até a temperatura de solidificação do metal de solda, ocorrem as reações de evolução de gases dissolvidos na poça que são potenciais formadores de porosidades, precipitação de compostos (formação de escória e de inclusões) e a solidificação da solda (MODENESI, 2014).

Devido às variações rápidas de temperatura, em geral,

(44)

atender aos diversos requisitos operacionais da soldagem, o que torna difícil uma análise teórica do problema. Como resultado, a interação do metal fundido com sua vizinhança, particularmente na soldagem com fluxos e escórias, tem sido estudado de uma forma predominantemente empírica. Apesar destas dificuldades, modelos teóricos baseados em considerações termodinâmicas e cinéticas e, em geral, resolvidos analiticamente ou por técnicas numéricas em computadores têm sido desenvolvidos para a previsão da microestrutura e propriedades de soldas (MODENESI, 2014; GHOSH et al., 2011a; KOU, 2003; LANCASTER, 1993; MITRA e EAGAR, 1991; BHADESHIA et al., 1987).

As interações metal-gás englobam aspectos como:

absorção de gás pelo metal fundido, reações entre o(s) elemento(s) contido(s) no gás e outros elementos da poça, evolução de gás durante o resfriamento e a solidificação da poça, permanência em solução na solda após a solidificação (MARCHENKO, 1976).

De maneira geral, os gases que causam porosidade são: o oxigênio, hidrogênio, nitrogênio, o dióxido de carbono. O oxigênio tem origem nas oxidações provenientes da ação do tempo no metal base. O hidrogênio tem origem na umidade presente no consumível ou no metal de base. Para o nitrogênio a origem vem da captação do ar vizinho ao arco voltaico. Nos

gases diatômicos simples (N2, O2, H2, etc.), a solubilidade de

um gás no metal líquido aumenta com a temperatura e se reduz fortemente com a solidificação. Por exemplo, para o ferro, na temperatura de fusão deste e para uma pressão parcial de hidrogênio de 1 atm., as solubilidades no metal líquido e sólido (Fe-δ) são, respectivamente, 27,7 e 7,8 ml/100g (MODENESI et al, 2014; KOU, 2003; LANCASTER, 1993; MITRA e EAGAR, 1991; BHADESHIA et al., 1987; MARCHENKO,

1976). A Figura 9 mostra a curva de solubilidade do H2 em

(45)

Figura 8 - Curvas de solubilidade do hidrogênio (1 atm) em metais no estado líquido.

Fonte: LANCASTER, 1993.

2.3.3 Mecanismos de Formação de Porosidades

A formação de poros em uma solda é um processo de

nucleação e crescimento. Pesquisadores citam que a nucleação

dos poros ocorre tanto homogeneamente como

heterogeneamente no metal líquido supersaturado com gás. A barreira de energética que precisa ser vencida para a formação de porosidade é determinada pelas tensões de superfície nas interfaces sólido/líquido, gás/sólido e gás/líquido, e pelo grau de saturação de gás no líquido. (HUANG et al., 2012; LEE e HUNT, 1997; RAMIREZ et al., 1994).

A energia necessária para que a nucleação homogênea é

a soma da variação da energia livre associado ao volume e a variação da energia associada à superfície. A soma dessas duas componentes de energia conduz a uma curva resultante que

passa por um valor máximo, ∆𝐸ℎ𝑜𝑚, que pode ser entendido

como a energia de ativação que precisa ser alcançada para

formar um núcleo estável de raio crítico rc. Assim, a Eq. 1

(46)

LANCASTER, 1993; CAMPOS FILHO e DAVIES, 1978; CHALMERS, 1964).

∆𝐸ℎ𝑜𝑚 =16𝜋𝜎𝑆𝐺 3 𝑇

𝑓2

3(𝐿∆𝑇)2 (eq. 1)

Onde: σSG é a energia superficial sólido/gás, L é o calor latente,

∆𝑇 é o grau de super-resfriamento e 𝑇𝑓 é a temperatura de

fusão.

Na parte posterior da poça de fusão (Região III, Figura

7), a queda de temperatura do metal líquido e a rejeição de parte dos solutos dissolvidos no metal de solda durante a sua solidificação cria condições para que estes fiquem supersaturados (isto é, seus teores atingem valores acima de seus limites de solubilidade). Como resultado, os elementos gasosos dissolvidos na poça tendem a escapar da poça de fusão. Este processo ocorre pela formação ou nucleação de bolhas de gás no metal líquido.

Considerando que o núcleo da bolha de gás surge na

forma de uma calota esférica sobre a frente de solidificação, conforme o esquema da Figura 9, a estabilidade do núcleo exige o equilíbrio mecânico das tensões superficiais no ponto de junção entre as três superfícies em contato, ou seja:

σ𝑆𝐿− 𝜎𝑆𝐺 = 𝜎𝐿𝐺. 𝑐𝑜𝑠𝜃 (eq. 2)

onde: σLG é a energia superficial líquido/gás; σSG é a energia

superficial sólido/gás; σSL é a energia superficial sólido/líquido

(47)

Figura 9 - Calota esférica de gás formada sobre a frente de solidificação na nucleação heterogênea.

Fonte: WEI et al., 2003.

Assim como a variação crítica da energia livre para a

nucleação heterogênea é dada pela Eq. 4 (KOU, 2003; GARCIA, 2001; LANCASTER, 1993; CAMPOS FILHO e DAVIES, 1978; CHALMERS, 1964).

∆𝐸ℎ𝑒𝑡=16𝜋𝜎𝑆𝐺 3 𝑇

𝑓2

3(𝐿∆𝑇)2 . [

1

4 .(2 − 3𝑐𝑜𝑠𝜃 + 𝑐𝑜𝑠3𝜃)] (eq. 3)

Esta equação difere da obtida para a nucleação homogênea apenas pelo fator:

𝑓(𝜃) =4(2 − 3𝑐𝑜𝑠𝜃 + 𝑐𝑜𝑠1 3𝜃) (eq. 4)

Assim, a razão entre a barreira energética homogênea

(∆𝐸ℎ𝑜𝑚) e heterogênea (∆𝐸ℎ𝑒𝑡) para a nucleação do poro, em

função do fator de forma que está relacionado com o ângulo de molhamento, é exibida na Eq.5, clássica da metalurgia (KOU, 2003; GARCIA, 2001; LANCASTER, 1993; CAMPOS FILHO e DAVIES, 1978; CHALMERS, 1964).

∆𝐸ℎ𝑒𝑡

∆𝐸ℎ𝑜𝑚

=

(2+3 cos 𝜃−cos3𝜃)

(48)

No caso do molhamento do gás na superfície sólida (θ < π/2), a energia necessária para nucleação heterogênea do poro é somente um pouco menor do que para a nucleação homogênea. No caso de pouco molhamento (π/2 < θ < π) a razão entre as energias decresce e a nucleação heterogênea torna-se favorável. À medida que a molhabilidade vai diminuindo e, consequentemente, θ vai aumentando, a nucleação heterogênea vai se tornando um processo energicamente cada vez mais favorável. Pode-se observar mais claramente esta relação entre o fator de forma e o ângulo de molhamento na Figura 10. Pode-se obPode-servar que a nucleação de bolhas de gás é justamente o oposto que ocorre na nucleação do sólido no seio liquido em relação ao molhamento (LEE e HUNT, 1997; KURZ e STEFANESCU, 1993; LANCASTER, 1993; CAMPOS FILHO e DAVIES, 1978).

Figura 10 - Energia para nucleação em relação ao ângulo de contato.

(49)

Na interface sólido-líquido há uma boa molhabilidade do metal de solda solidificado pelo metal líquido. Adicionalmente por causa da redistribuição do soluto e da supersaturação local, o líquido adjacente ao avanço da interface sólido/líquido é enriquecido de elementos gasosos. Estes dois fatores aumentam a probabilidade que a interface sólido/líquido e o líquido imediatamente a frente da interface irão atuar como locais preferenciais para a nucleação homogênea e heterogênea de poros. Por outro lado, é mais provável que a nucleação heterogênea ocorra na poça de fusão, onde a interface sólido/liquido fornece locais com baixa barreira energética para nucleação. Além disto, para nucleação homogênea de uma bolha no metal líquido, este precisa estar

supersaturado do gás (Si > Sn) de, pelo menos, 2kγ/r, onde Sn é

a solubilidade de um gás diatômico no metal líquido, Si é a

concentração de gás dissolvido necessário para a formação do

núcleo, σLG é a tensão superficial da interface líquido-gás, e k é

uma constante que depende do sistema gás-metal considerado e da temperatura e r é o raio do núcleo. Como r tende a ser muito pequeno no ínicio da nucleação, a supersaturação necessária pode ser muito grande, indicando a dificuldade da nucleação homogênea do gás no metal líquido. Contudo, a presença na poça de fusão de diversas heterogeneidades, como inclusões, facilita a formação da bolha de gás, por nucleação heterogênea, sem a necessidade de uma supersaturação tão elevada. Uma das condições para o surgimento de porosidade é a presença de supersaturação total ou localizada de gás na poça de fusão. Nestes casos onde a poça de fusão não está inteiramente supersaturada, a supersaturação localizada pode ocorrer. (HUANG et al., 2012; LEE e HUNT, 1997; RAMIREZ et al., 1994).

Na parte posterior da poça de fusão (Região III, Figura

(50)

cavidades de contração e pontos da frente de solidificação, existentes no líquido próximo da interface com o sólido, podem agir como sítios para facilitar a nucleação de bolhas de gás. Nesta região, a temperatura cai rapidamente de valores próximos à temperatura de ebulição do metal líquido, na região da poça sob o arco, até a sua temperatura de solidificação, na interface sólido-líquido. Esta queda de temperatura reduz fortemente a solubilidade dos gases dissolvidos na poça de fusão. Além disto, o metal líquido é adicionalmente enriquecido por solutos que são rejeitados pelo metal sendo solidificado devido à brusca queda da solubilidade que ocorre com a redução da temperatura (Figura 8). Desta forma, os gases, que foram absorvidos intensamente nas Regiões I e II, podem se tornar supersaturados na Região III (HUANG et al., 2012; LEE e HUNT, 1997; RAMIREZ et al., 1994).

Depois da nucleação as bolhas de gás podem seguir

vários caminhos. Eles podem se deslocar, coletando gases no processo, e escapar do líquido para a superfície livre. Se localizados na interface sólido-líquido, os poros também podem se mover com a interface, crescendo com o tempo e se aprisionando no decorrer do curso. Neste caso, os poros podem tanto crescer continuamente como um vazio alongado ou podem rapidamente ser cobertos pela interface e tornar-se aprisionados como porosidade fina na forma de bolha. Para altas taxas de solidificação, o qual levam a formação de células e dendritas, a captura em não-equilibrio poderá ocorrer devido à formação de canais intercelulares e interdendriticos cheios de metal líquido. Este fenômeno é conhecido como rechupe ou porosidade interdentritica e é ocasionado pela contração do metal líquido dentro do seio sólido. É mais comum na soldagem de metais puros ou ligas binárias simples de cobre e níquel do que em aços (RAMIREZ et al., 1994).

De acordo com o grau de saturação da poça de fusão, a

(51)
(52)

Figura 11 - Formação de porosidades em soldas metálicas.

Fonte: RAMIREZ et al., 1994.

2.3.4 Relação entre Porosidade e Parâmetros de Soldagem

Vários são os meios de reduzir a porosidade em juntas

(53)

A razão G/R, conhecida como parâmetro de solidificação e que esta relacionada com o super-resfriamento constitucional, determina o modo de solidificação (planar ou não planar). Se ela for maior ou igual à razão entre intervalo de solidificação da liga e seu coeficiente de difusão do soluto no líquido (propriedades da liga), a interface planar é estável. Para uma melhor abortagem sobre o super-resfriamento constitucional e o parâmetro de solidificação, o leitor deve buscar a vasta literatura disponível na área metalurgica (KOU, 2003; GARCIA, 2001; LEE et al., 2000; CAMPOS FILHO e DAVIES, 1978).

Savage e colaboradores através de diversos estudos

(1965, 1976, 1979, 1980) demonstraram uma

proporcionalidade entre o parâmetro de solidificação 𝐺 𝑅 1/2e

a velocidade de soldagem, resultando na equação 6, que mostra o parâmetro de solidificação adiante de linha central do arco elétrico atrás da fonte de calor:

|𝑅𝐺1/2| = 2𝜋𝜅(𝑇 − 𝑇𝑄𝑣1/2 0)2 ∝ 1

𝑣12 (eq. 6) Onde:

G = gradiente de temperatura na interface; R = taxa de

solidificação; T0= temperatura inicial da peça; Q = calor

efetivo do arco (Q = ῃ.P.I); κ =condutividade térmica; v =

velocidade de soldagem; ῃ = eficiência do arco; P = potência

do arco elétrico; I = corrente elétrica.

Com a mesma entrada de calor, Q, o parâmetro de

solidificação varia somente com o inverso da raiz quadrada da velocidade de soldagem. Consequentemente, a variação do modo de solidificação pode ser alcançada variando a velocidade de soldagem.

Juntamente com o parâmetro de solidificação, a

(54)

observações experimentais, relaciona G, R e a composição da liga com as estruturas desenvolvidas. A liga que possui maior concentração de soluto, para mesma razão G/√R, possui maior a tendência do material ao crescimento celular e dendrítico. O mesmo comportamento ocorre quando se diminui a razão G/√R, para mesma composição da liga (KURZ e STEFANESCU, 1993; WANG e BECKERMANN, 1993). Figura 12 - Correlação esquemática de quantidade de soluto e parâmetro de solidificação.

Fonte: KURZ e STEFANESCU, 1993.

É de conhecimento generalizado, tanto na literatura

(GHOSH et al., 2011; SRIVASTAVA et al., 2010; KOU, 2003;

AWS, 2000; LINCOLN, 2000; PARMAR, 1992;

(55)

fatores anteriormente citados, tendo efeito diferente daquele apresentado individualmente por cada fator.

O aporte térmico, (energia nominal de soldagem) afeta

diretamente a porosidade no cordão de solda e representa a energia (calor) fornecida pelo arco por comprimento do cordão de solda. Sua grandeza, é representada pela equação 7 (GHOSH et al., 2011b; SRIVASTAVA et al., 2010; NOWACKI e RYBICKI, 2005; LINCOLN, 2000; PARMAR, 1992)

𝐽 =𝑉. 𝐼. 60𝑣 (𝑚𝑚) (𝑒𝑞. 7)𝐽 Onde:

J = aporte térmico (J/mm); V = tensão do arco elétrico (V); I = corrente de soldagem (A);

𝑣 = Velocidade de soldagem (mm/min).

Devido à nem todo calor gerado pelo aporte térmico ser

absorvido na chapa, faz-se correções para as ineficiências,

como segue: 75 - 80% para soldagem manual; 90 – 100% para

soldagem por arco submerso (DUPONT e MARDER, 1995; LINCOLN, 2000).

O aporte térmico é uma característica importante

(56)

Figura 13 - Influencia do aporte térmico na taxa de resfriamento.

Fonte: Funderburk, 1999.

A área da seção transversal da solda é geralmente

proporcional à quantia de aporte térmico utilizado. Isto intuitivamente faz sentido, porque quanto mais energia é fornecida ao arco, mais metal de adição e metal base será fundido por unidade de comprimento, resultado em um cordão de solda mais largo. Se uma solda for realizada com alta velocidade de soldagem e outra com baixa velocidade de soldagem, mantendo a corrente e a tensão a mesma nos dois casos, então a solda será mais larga na baixa velocidade de soldagem do que na mais rápida (FUNDERBURK, 1999). A equação 8, que segue abaixo, é uma aproximação do tamanho do filete de solda baseado no aporte térmico (MILLER e FUNDERBURK, 1998).

ω = √500 (𝑒𝑞. 8)𝐽

onde:

ω = tamanho do filete de solda (mm) ;

(57)

Entretanto, uma relação precisa e o tamanho do filete de solda também dependem de outras variáveis, como o processo e a polaridade utilizados.

Variando o aporte térmico, normalmente irá afetar as

propriedades do material. A Tabela 1 apresenta as mudanças decorrentes do aumento de aporte térmico em algumas propriedades mecânicas do aço ASTM SA516.

Tabela 1 - Influência do aporte térmico nas propriedades mecânicas.

Propriedade Mudança

Tensão de escoamento ↓30%

Tensão de ruptura ↓10%

Percentual de alongamento ↑10%

Dureza ↓10%

Tenacidade ao entalhe (Charpy V)

↓10%, para 0,6 kJ/mm< J <

1,97

↓50%, para 1,97 kJ/mm< J <

4,35

Fonte: produção do próprio autor.

(58)

calor de cada passagem tempera o metal soldado abaixo dele. Se o cordão é pequeno, mais refinamento de grão ocorre, resultando em uma melhor tenacidade ao impacto.

Quanto maior o aporte térmico, maior será o tempo

disponível para os gases escaparem para a atmosfera sem serem capturados pela frente de solidificação. Pela equação 7, verifica-se que uma redução na velocidade de soldagem, com um aumento da tensão e corrente do arco, leva a um acréscimo do aporte térmico, favorecendo o escape dos gases. (JAISWAL, 2013; SRIVASTAVA et al., 2010; NOWACKI et al., 2005; VIANO et al, 2004).

Alguns autores acreditam que há interação entre os

parâmetros de soldagem, através da grandeza física chamada de aporte térmico, produzindo resultados diferentes daqueles apresentados por cada parâmetro de soldagem individualmente. (SRIVASTAVA et al., 2010; NOWACKI e RYBICKI, 2005; VIANO et al, 2004). Com isso torna-se complexo o estudo do efeito de cada parâmetro de soldagem na formação de porosidades sem o uso de alguma ferramenta que nos conduza a observar padrões e direcione para a formação de um modelo baseado em testes empíricos. A utilização do DOE vem suprir esta lacuna para que se possam obter resultados confiáveis para este processo em especifico com um material específico.

A porosidade é afetada por estes parâmetros de diversas

(59)
(60)

3 MATERIAIS E MÉTODOS

3.1 FABRICAÇÃO DOS CORPOS DE PROVA 3.1.1 Metal Base

As amostras foram confeccionadas em aço ASTM SA 516 Grau 70, conforme composição química e propriedades mecânicas mostradas na Tabela 1 e Tabela 2. Este material é comumente aplicado na fabricação de vasos de pressão, por ser um aço que atende aos requisitos de tenacidade em serviços de moderada e baixa temperatura, onde a graduação 70 de sua especificação corresponde à 70.000 PSI de resistência mínima à tração. A Norma A516 / SA516 (Especificação Padrão para Chapas de Vaso de Pressão, Aço Carbono, para Serviços Moderados e de Menor Temperatura), pode ser descrita como a especificação do material padrão para aplicativos de vasos de pressão.

Tabela 2 - Composição química do aço ASTM SA 516 Grau 70.

ASTM SA516 Gr.70

COMPOSIÇÃO QUÍMICA (% Peso)

C Si Mn P S Al Cu Nb

0,27 0,248 1,09 0,018 0,005 0,047 0,02 0,001

V Ti Cr Ni Mo Sn N As

0,001 0,002 0,031 0,009 0,001 0,001 0,005 0,001 Fonte: Certificado de qualidade do fornecedor da empresa Schulz S.A.

Tabela 3 - Propriedades mecânicas do aço ASTM SA 516 Grau 70.

PROPRIEDADES MECÂNICAS

Limite de Escoamento mínimo 260 MPa

Limite de Resistência 485 - 620 MPa

Alongamento mínimo (Lo = 50 mm) 21 %

(61)

Foram confeccionadas juntas de topo com chanfro em V, com comprimento de 200 mm, largura de 151 mm, abertura de raiz de 1 mm e nariz de 2 mm, seguindo as especificações mostradas na Figura 14.

Figura 14 - Desenho técnico dos corpos de prova

Fonte: produção do próprio autor.

As características do chanfro adotadas seguem

recomendações práticas adotadas na empresa SCHULZ S.A., uma vez que a norma ASME VIII deixa em aberto a cada fabricante a configuração a ser utilizada, apenas exigindo que se tenha total penetração na junta soldada. A largura escolhida de 150 mm é o mínimo requerido pela norma ASME IX para realização do ensaio de dobramento. O comprimento de 200 mm deve-se ao fato de ser sugerido na norma (ASME VIII, 2010) um valor mínimo de 100 mm ou utilizar seus múltiplos, facilitando o ensaio não destrutivo de inspeção por raios-X. Foi utilizado soldagem em dois passes.

3.1.2 Consumíveis

O arame de soldagem utilizado foi o EM12K de Ø

(62)

Tabela 4 - Composição química do arame.

EM12K

COMPOSIÇÃO QUÍMICA (% Peso)

Al C Cr Cu Mn

0,0008 0,0810 0,0244 0,0225 1,1050

Mo Ni P S Si

0,0036 0,0114 0,0200 0,0123 0,1900

Fonte: Certificado de qualidade do fornecedor da empresa Schulz S.A.

Os dois fluxos utilizados foram o F7A0-EM12K, tipo

aglomerado, neutro e básico. O fluxo também tem a nomenclatura padrão da norma ASME SFA 5.17 ED.2011, e está relacionado com os valores máximos da composição química que um corpo de prova deverá apresentar utilizando a combinação de fluxo-arame em questão. A Tabela 4 do fabricante nos apresenta a composição química dos fluxos como soldados.

Tabela 5 - Composição química dos CPs de metal depositado com F7A0-EM12K.

ATIVO

NEUTRO

COMPOSIÇÃO QUÍMICA (% Peso)

C Si Mn P S Cu

0,067 1,040 1,800 0,020 0,014 0,01

C Si Mn P S Cu

0,08 0,173 0,410 0,029 0,025 0,005

Fonte: Certificado de qualidade do fornecedor da empresa Schulz S.A.

3.2 SOLDAGEM DOS CORPOS DE PROVA

As amostras foram preparadas soldando chapa

apêndice, conforme mostra a Figura 15, em ambas às extremidades do corpo de prova, evitando assim a formação de defeitos durante a rampa de subida do arco no início da soldagem e a rampa de descida no final do cordão.

(63)

Figura 15 - Corpo de prova preparado com os apêndices soldados.

Fonte: produção do próprio autor.

Em todas as amostras foram feitos lixamento superficial

e limpeza com desengraxante solúvel para evitar contaminação por fatores relacionados com a preparação e limpeza da junta soldada.

As amostras foram soldadas utilizando o processo de

arco submerso. Em todos os ensaios, os dados de corrente e de tensão de soldagem foram monitorados. A quantidade do fluxo foi controlada por mecanismo automático, garantindo assim quantidade homogênea e adequada à soldagem em todos os corpos de prova, à uma vazão de 2,45 kg/min. O fluxo utilizado era novo e foi secado em estufa por 3 h a 225ºC antes da utilização, evitando assim contaminação por umidade, que pode ocasionar a formação de bolhas de hidrogênio e oxigênio, formando poros.

(64)

3.2.1 Fonte de Soldagem

O balanço da onda de 50% e offset de 10% foram

obtidos empiricamente, tendo como base indicações do fabricante, e sendo formalizado em procedimento na empresa Schulz S.A. (local de realização dos experimentos) através do documento Instruções de Soldagem. Este parâmetro de balanço e offset para onda retangular de corrente alternada garantem penetração e reforço adequado do cordão de solda para a configuração do chanfro utilizado em vasos de pressão. A Tabela 5 nos mostra as configurações utilizadas relativas à fonte de soldagem.

Tabela 6 - Parâmetros utilizados da fonte de soldagem. PARÂMETROS DA FONTE

Tipo de fonte Corrente Alternada

Balanço 50 %

Offset 10 %

Frequência 60 Hz

Distância bico-peça da tocha 30 mm

Fonte: produção do próprio autor.

A fonte utilizada neste experimento permite a utilização de dois modos de operação distintos, a saber:

(65)

soldagem. A Figura 16 nos mostra o desenho esquemático deste modo.

Tensão Constante (CV): Neste modo de operação o operador fixa a velocidade do arame e a tensão desejadas. A fonte de soldagem terá como objetivo manter constante o comprimento do arco, comandar a velocidade de alimentação do arame de forma constante e controlar sinergicamente a corrente para preservar a tensão constante no ponto desejado que seja programado. O arco é proporcional à tensão. Este modo é tradicionalmente usado para pequenos diâmetros de arame e altas velocidades de soldagem. A Figura 17 nos mostra um desenho esquemático deste modo.

Figura 16 - Desenho esquemático modo CC

(66)

Figura 17 - Desenho esquemático modo CV

Fonte: Manual Lincoln ACDC 1000

Diante desta informação, as amostras foram soldadas

com o modo de Tensão Constante, com velocidade de alimentação do arame constante no valor de 600 mm/min. Desta forma o perfil do cordão não sofrerá alterações devido a influencia da variação da velocidade do arame.

3.2.2 Parâmetros de Soldagem

(67)

Tabela 7 - Fatores selecionados e níveis.

Fatores Nível (-1) Nível (+1)

Corrente (A) 480 620

Tensão (V) 27 32

Velocidade de Soldagem (mm/min) 400 600

Fluxo NEUTRO ATIVO

Fonte: produção do próprio autor.

Os fatores foram alimentados no software

STATISTICA, a fim de se obter a ordem dos ensaios (vide Anexo A). Percebe-se que o STATISTICA distribui os testes de forma randômica para evitar qualquer tendência não desejada.

A escolha dos níveis escolhidos para o DOE deve-se às

recomendações da literatura (LINCOLN, 2000;

HOULDCROFT, 1989) e principalmente aos dados obtidos empiricamente e formalizados através do documento chamado de Instruções de Soldagem IS (vide Anexo B), onde a empresa Schulz estabelece as faixas aceitáveis dos parâmetros de soldagem uma vez que a norma ASME não limita a faixa de tensão, corrente e velocidade de soldagem a ser utilizado na soldagem. Para determinar esta faixa foram feitos diversos testes, conforme o critério da ASME IX para qualificação do procedimento de soldagem, onde envolve a inspeção visual, dobramento, tração, macrografia.

Todos os dados de soldagem foram programados no

(68)

Figura 18 - Bancada de soldagem

Fonte: produção do próprio autor.

3.3 CARACTERIZAÇÃO DOS CORPOS DE PROVA

Após a soldagem, as amostras passaram por ensaio de

(69)

Figura 19 - Desenho esquemático dos ensaios realizados.

Fonte: produção do próprio autor.

3.3.1 Ensaio de Raios X

A radiografia é um tipo de ensaio não-destrutivo que se

baseia na absorção diferenciada da radiação penetrante na peça inspecionada. Devido às diferenças de densidade e variações de espessura do material, ou mesmo diferenças nas características de absorção causadas por variações na composição do material, diferentes regiões de uma peça absorvem quantidades diferentes da radiação penetrante. Essa absorção diferenciada da radiação pode ser detectada por meio de um filme, ou de um tubo de imagem ou mesmo medida por detectores eletrônicos de radiação. A variação de quantidade de radiação absorvida indica a existência de uma falha interna ou descontinuidade no material. (MANGO, 2006; ALLEN, DRAKE, 2005; ANDREUCCI, 2003; BAVENDIEK, 2006; BAVENDIEK et al, 2006; SCHMIDT, 2004; VIDEIRA et al, 2003; CNEN, 1988).

(70)

O ensaio de radiografia foi realizado na empresa Schulz S.A. As características do aparelho de raios-X e do flat painel utilizado para o ensaio não-destrutivo de radiografia nos corpos de prova seguem descritos na Tabela 8.

Tabela 8 - Característica da fonte de RX e do flat painel. FONTE DE RAIOS X DETECTOR DIGITAL

(FLAT PAINEL)

Fabricante YXLON Fabricante YXLON

GmbH

Modelo Y.XPO225D02 Modelo Y.HDR

822-14 HDR Tensão

Máxima 225 kV Resolução

1024 x 1024 pixels Corrente

Máxima 10 mA Área útil

200 x 200 mm

Tamanho da

Fonte 3 mm

Temperatura de

Operação 10 a 40º C

Fonte: produção do próprio autor, baseado em manual YXLON.

Como a imagem é digital, o monitor foi calibrado e

qualificado para inspeção. O monitor do computador para análise radiográfica possui as seguintes características descritas na Tabela 9. A Figura 20 ilustra o equipamento de raios-X. Tabela 9 - Característica do monitor do aparelho de RX.

MONITOR DE ANÁLISE DE RX

Fabricante EIZO Nanao Technologies Inc.

Modelo FlexScan , S2433W Color LCD

Resolução Máxima 1920 dots x 1200 line 60 Hz

Tamanho 24,1 pol. (610 mm)

Temperatura de Operação 5 a 35º C

(71)

Figura 20 - (a) Flat Painel; (b) Fonte emissora de RX.

Fonte: produção do próprio autor

Foram usados Indicadores de Qualidade de Imagem

(IQI's) tipo fios de acordo com ASME Sec. V SE-747.

Para a espessura dos corpos de prova utilizados neste

trabalho (8 mm), foi utilizado o IQI mostrado na Figura 21, conforme indicado pela norma ASME, que indica o IQI da ASTM.

Figura 21 - Descrição do IQI ASTM/ASME tipo fios SET B.

(72)

Após a soldagem, foi feita, em cada corpo de prova (CP), a análise de inspeção radiográfica. Para cada CP foi emitido o laudo segundo critério de aceitação de acordo com o código ASME Sec.VIII Div. 1 UW-52 (Padrão para Ensaio Radiográfico "Spot"). Os principais pontos de aceitação desta norma são os seguintes:

a) Soldas, as quais radiografias apresentam qualquer

trinca, ou área de falta de fusão ou penetração deve ser julgada inaceitável.

b) Soldas nas quais as radiografias mostrarem inclusões de

escórias ou cavidades devem ser inaceitáveis se o comprimento de qualquer dessas imperfeições for maior que 2/3.t onde t é a espessura da solda, excluindo qualquer reforço permitido.

c) Indicações arredondadas devem ser julgadas de acordo

com o ASME CODE SECTION VIII – APPENDIX 4,

que para os corpos de prova desta dissertação feitos em chapa de espessura de 8mm, seguem o critério de aceitação dado na Tabela 10.

Tabela 10 - Critério de aceitação para indicações arredondadas para chapas de 8 mm.

CRITÉRIO DE ACEITAÇÃO PARA INDICAÇÕES ARREDONDADAS

Espessura t (mm)

Tamanho Máximo

Aceitável Tamanho Máximo de indicação

não-relevante

Aleatória Isolada

8 1,98 2,64 0,79

Fonte: ASME CODE SECTION VIII – APPENDIX 4

O laudo de análise radiográfica foi útil durante a análise

(73)

porosidade, mordeduras, trincas, falta de fusão e outras descontinuidades. O laudo radiográfico atesta esta qualidade da solda na forma de aceito ou reprovado.

Após laudo, foi feito a contagem do número de poros

em cada corpo de prova e ranqueado uma nota de acordo com a regra a seguir:

i. Porosidades menores que 1,98 mm, exceção para

indicações abaixo de 0,79 mm que não foram contabilizadas por se tratarem de indicações

não-relevantes (não pode-se afirmar que sejam

porosidades), são contabilizadas unitariamente, ou seja, cada poro tem valor de uma unidade.

Os corpos de prova foram fixados no suporte e

posicionados como mostra a Figura 19.

Figura 22 - Posicionamento dos CPs na cabine de RX

(74)

3.3.2 Inspeção Visual

Após a operação de soldagem, o ensaio visual tem por

finalidade detectar possíveis descontinuidades induzidas na soldagem. As soldas devem estar isentas de escórias superficiais, trincas, ondulações grosseiras, sobreposições (escorrimentos), desníveis e cantos agudos, cavidades, rechupes de cratera, falta de fusão na zona de transição, perfuração, penetração excessiva, respingos, deposição insuficiente, mordeduras. Porosidades aflorando a superfície não são aceitáveis. O metal de solda deve preencher toda a junta.

Assim, tem-se as seguintes avaliações possíveis: aprovado, reprovado e aprovado com observação, onde este último verifica-se que a solda encontra-se aceitável, porém com reforço da face ou da raiz excessivo, onde deverá ser feito um pequeno lixamento superficial para remover o excesso de reforço. A Figura 23 mostra Valores de reforço e largura de cordão para chapas de 8 mm de espessura permitidos na empresa Schulz, baseado na norma ASME IX.

Figura 23 - Valores de reforço e largura de cordão para chapas de 8 mm

Fonte: ASME IX.

R1 máx

(mm) R2 máx (mm) L mín (mm) L máx (mm)

(75)

3.3.3 Ensaio de Dureza

A Figura 24 reproduz um perfil para medições de

dureza baseado no código ASME. Os valores de dureza obtidos na zona de transição, na zona termicamente afetada e no metal de solda devem estar dentro da faixa especificada para o metal de base (região não afetada pelo calor) em ±10%.

O ensaio de dureza foi realizado com durômetro

Vickers, disponível na empresa Schulz, D-07 Mitutoyo, sob temperatura controlada de 24ºC e umidade relativa de 55%. A Tabela 11 mostra a carga aplicada e o penetrador utilizado. Figura 24 - Perfil de dureza utilizado nos ensaios.

Fonte: ASME,2010.

Tabela 11 - Parâmetros utilizados no ensaio de dureza Vickers. ENSAIO DE DUREZA VICKERS

Carga Penetrador Tempo de

Aplicação

300 g Pirâmide de

diamante 136º

15 s

(76)

3.3.4 Ensaio de Dobramento

Para a continuação da qualificação dos corpos de prova

selecionados, foi realizado ensaio de dobramento guiado de face e de raiz, de acordo com a norma ASME IX, artigo IV, QW-463, para a espessura T= 8 mm do material de base. Foram cortadas duas amostras de cada corpo de prova selecionado, de 38 mm de largura por 150 mm de comprimento, retirando o reforço excessivo da face e da raiz por usinagem e realizando lixamento lateral para evitar qualquer entalhe que possa formar trinca e comprometer o ensaio. A Figura 25 mostra os corpos de prova preparados para o ensaio. As amostras foram ensaiadas em uma máquina de dobramento semiguiado (ver Anexo D) executado na empresa Schulz.

Figura 25 - Corpo de prova para teste de dobramento.

(77)

O critério de aceitação diz que a parte do corpo de prova correspondente à área de solda e a ZTA devem estar completamente dobradas após o teste. Os corpos de prova submetidos ao dobramento guiado não podem apresentar descontinuidades na solda ou na ZTA que excedam 3 mm, medidos em qualquer direção da superfície convexa. Descontinuidades abertas nas beiradas não devem ser consideradas, a menos que exista uma evidencia definitiva de falta de fusão, inclusão de escória ou outra descontinuidade interna.

3.3.5 Ensaio de Macrografia

Examinou-se o aspecto da superfície após devidamente

polida e atacada, usando como reagente nital 3,5%. Foram medidas e analisadas largura do cordão, reforço e raiz da solda.

Ao realizar o ensaio de macrografia, deve-se ter em

mente que o metal de solda deve apresentar-se, ao longo de toda a seção transversal da junta, isento de trincas, porosidades e de falta de fusão, tanto na zona de transição, quanto entre os passes.

O microscópio utilizado foi da marca ZEISS, da

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