soldagem em aço inox

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XI CONGRESSO LATINO-AMERICANO e V ÍBERO-AMERICANO DE SOLDAGEM

Fortaleza - CE De 20 a 23 de Setembro de 1998

Para o preenchimento da junta foi utilizado eletrodo do mesmo material porém com diâmetro de 3.25 m e energia de soldagem inferior a 7 kJ/cm. As temperaturas de préaquecimento e interpasse utilizadas durante todas as operações de soldagem foram 130 e

150 °C, respectivamente.

4- RESULTADOS E DISCUSSÃO.

4.1- Microestrutura e dureza da ZTA

A figura 4 apresenta a evolução da microestrutura ao longo da ZTA, resultante do depósito de um cordão sobre chapa temperada do aço CA-6NM conforme teste de Higuchi. Inicialmente, como particularidade metalúrgica desse tipo de material, revela-se uma zona refinada junto à linha de fusão, associada à temperatura Ac4 próxima a 1200 ºC, e a conseqüente reação g-d em uma faixa mais ampla de temperaturas. O crescimento de grão não é excessivo, o que concorda com resultados de outros autores [8].

A figura 5 apresenta os perfis de dureza resultantes da aplicação dos cordões de solda sobre material temperado. As espessuras relativas das subregiões da ZTA aparecem na figura 6, onde revela-se bastante estreita a faixa revenida relativamente à largura da zona endurecida (inferior a 25%). Isso se atribui à elevada resistência ao revenido desse aço inoxidável martensítico ligado ao Mo, assim como à sua baixa temperatura Ac1 (630 °C), que impede a redução mais efetiva da dureza a temperaturas mais altas. Para outra classe de aços temperáveis com composição mais favorável, como no exemplo de Higuchi [10] a faixa de revenimento pode ser bem mais larga (1.5 vezes a faixa endurecida) e maior a queda de dureza (de 440 HV para 340 HV).

No presente caso, conforme mostra a figura 7, o efeito do aquecimento controlado por 3 passes TIG foi limitado à uma redução de aproximadamente 30 HV na dureza máxima da ZTA do metal de base, que atingiu o nível de 360 HV. Na zona de ligação foram observadas zonas parcialmente diluídas (ZPD), na forma de ilhas ou penínsulas com 30 a 300mm, com dureza da ordem de 300 HV [1]. Essas ZPDs não tiveram aparentemente papel relevante na fragilização do metal de solda E309L conforme relatado em seguida.

Por outro lado, no metal de solda obtido com eletrodo similar martensítico foram medidos, no estado como soldado, valores de dureza próximos a 450 HV, isto é, maiores que na ZTA, decorrentes do maior teor de carbono do metal de adição em relação ao metal de base (0.050% e 0.035%, respectivamente).

4.2- Tenacidade após reparo simulado

Os valores de resistência ao impacto dos corpos de prova Charpy, entalhados na linha de fusão, foram em média de 30 e 26 J, respectivamente, no estado como soldado e após reaquecimento com 3 passes TIG.

Verificou-se entretanto no exame das seções longitudinais dos corpos de prova de impacto, que a fratura em todos os casos ocorreu no metal de solda, na região próxima à zona de ligação. Isso denota uma fragilização na zona fundida, uma vez que a resistência ao impacto prevista para o metal de solda austenítico obtido com eletrodo AWS E309 L no estado como soldado é de no mínimo 65 J [7].

Apesar do aspecto macroscopicamente frágil da fratura, ao MEV foi observada de forma generalizada em toda a superfície a formação de dimples característicos de fratura dúctil, porém associados a inclusões de óxidos contendo Al, Mn e Si, conforme análise por energia dispersiva de raios-X (figura 8-a). Conforme ilustra a figura 8-b, a segregação de partículas óxidas alinhadas, as maiores atingindo diâmetro de 25 mícrons, participa de forma decisiva na fragilização e na morfologia em degraus da fratura (figura 8-c).

Finalmente, essas constatações ao lado de dados quantitativos de outros autores também interessados na técnica de reparo sem TTPS, permitem inferir que a microestrutura resultante na ZTA do aço CA-6NM, com dureza de 360 HV após reparo simulado, tenha um

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Fortaleza - CE De 20 a 23 de Setembro de 1998 nível superior de tenacidade. Haja visto que Akhtar [8], na soldagem de aço 13Cr/4Ni com material de aporte austenítico (15Cr-25Ni) verificou para uma dureza na ZTA de 400 HV resistência ao impacto de 50-60 J no estado como soldado.

5- CONCLUSÕES

A baixa temperatura Ac1 e a resistência ao revenido do aço CA-6NM impedem a aplicação eficaz da técnica da dupla-camada.

A alternativa de reparo com reaquecimento por TIG, proposta nesse trabalho, permite reduzir a dureza máxima na ZTA para o nível de 360 HV, o que conforme dados da literatura permitiria atender os requisitos de tenacidade.

A técnica de reaquecimento por TIG exige para sua aplicação metais de adição resistentes a trincas a quente tipo E309L e E309Mo, ficando descartadas as ligas de Níquel ENiCrFe2 e ENiCrFe3.

Deve ser explorado o uso de metal de adição similar com baixo teor de carbono e determinada sua resistência à erosão por cavitação.

6- REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

[1] AKHTAR, A. Field welding of stainless steel hydraulic turbines. Water Power & Dam

Construction, August 1995, p. 21-25. [2] STRAUBE, H. Developments for additional improvement of low carbon martensitic Cr-Ni stainless steels. In: Conference on Materials Development in Turbo-Machinery Design. Cambridge, UK, Sep. 12-14, 1988. [3] NIEDERAU H.J. State of development of soft martensitic stainless chromium-nickel steels. Ed. Kurt H. Miska, Climax Molybdenum Company, 1977. [4] BREZINA, P. Martensitic CrNi steels with low carbon content. Escher Wyss News, 1/2,

1980, p. 218-235. [5] BAGGSTRÖM, G. New steel for turbine runners. Water Power, Dec. 1964.

[6] BILMES, P. et al. Microestruturas y propiedades de metales de soldadura de aceros inoxidables soft martensíticos. Congresso ABM, São Paulo, 1997. [7] FOLKHARD, E. Welding metallurgy of stainless steels. Ed. Springer Verlag,

Wien/Austria, 1988, 280 p. [8] AKHTAR, A. Materials technology for turbine performance. Water Power & Dam

Construction, Aug. 1986, p. 13-19. [9] NIÑO, C.E.; CORRÊA, J.A., BUSCHINELLI, A.J.A. Técnicas de reparo por soldagem em aços 5Cr-0.5Mo. Soldagem e Materiais, vol 4 n2, 1992, p. 28-3. [10] HIGUCHI, M. et.al. A study on weld repair through half bead method. IHI Engineering

Review, v 13 n2, 1980, p. 15-19. [1] HENKE, S.L: Desenvolvimento de procedimento de soldagem do aço inoxidável martensítico macio CA-6NM sem TTPS, Dissertação de mestrado EMC-UFSC, 1998.

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TABELA 1- Composição química de amostra de aço CA-6NM utilizada e a especificada pela norma ASTM A743-93.

C Mn Si S P Cr Ni Mo

TABELA 2- Propriedades mecânicas de amostra de aço CA-6NM utilizada e valores requeridos pela norma ASTM A743-93.

sRse (MPa)alongam (%) Análise 843 665 23

TABELA 3- Composições químicas dos principais eletrodos utilizados.

(*) valores obtidos na análise química. (**) valores conforme as normas AWS A5.4 e A5.1, respectivamente. Os números isolados representam o máximo admissível, exceto o Ni para o eletrodo E NiCrFe-2.

Fig 1- Influência da temperatura de revenido sobre: a) resistência à tração e limite de escoamento; b) tenacidade ao impacto; c) teores das diferentes austenitas formadas. Aço com 0.04% C, 12% Cr, 6% Ni, 1.5% Mo [7].

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Fig.2 - Esquema das sub-regiões da ZTA em uma soldagem multipasses.

Fig. 3- Diagrama pseudo-binário para aços com relação Cr:Ni=3:1 [7].

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a) b)

9 Fig. 4- Microestruturas encontradas na ZTA do aço CA-6NM: a) iluminação em campo claro; b) com luz polarizada.

Fig. 5- Perfis de dureza no metal de solda e ZTA dos cordões depositados sobre placa temperada (e não revenida) do aço CA-6NM, utilizando eletrodo E NiCrFe-2 e E 410 NiMo com dois níveis de energia (teste de Higuchi).

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Fig. 6- Dimensões das várias subregiões do metal de solda e da ZTA em função da energia de soldagem, para cordões depositados com eletrodo E 410NiMo (teste de Higuchi

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