Soldabilidade de aços resistentes à abrasão da classe de 450 HB de dureza

1. Introdução

Aços resistentes à abrasão da classe de 450 HB de dureza são aços processados por tratamento térmico de têmpera e que apresentam microestrutura martensítica de elevada dureza ao longo de toda espessura da chapa, devido à combinação entre o carbono e os elementos de liga adicionados a estes aços. Esta combinação é geralmente expressa pelo carbono equivalente, que tem sido muito utilizado para estimar a soldabilidade dos aços [1].

Atualmente, diversas fórmulas [1,2] podem ser utilizadas para se calcular o carbono equivalente de um aço, sendo que algumas são mais representativas que outras, dependendo dos teores dos elementos químicos dos aços e de suas aplicações. Dentre estas fórmulas, a mais comumente utilizada é a proposta pelo IIW (International Institute of Welding), mostrada na Equação 1:

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[1]

Quanto maior o carbono equivalente de um aço, maior sua susceptibilidade ao trincamento a frio induzido por hidrogênio, logo, maior sua dificuldade em proporcionar juntas soldadas de boa qualidade [1]. Porém, apesar de ser uma maneira rápida e fácil de avaliar a soldabilidade de um aço, o carbono equivalente não é suficiente para prevê-la. Fatores como espessura da chapa e energia de soldagem também devem ser levados em consideração [1,3].

Buscando a melhoria de desempenho dos aços quanto à soldabilidade, novos projetos de liga têm sido desenvolvidos visando à redução do carbono equivalente, porém, sem alteração das propriedades mecânicas dos aços. Sendo assim, este trabalho teve como objetivo avaliar a soldabilidade de dois aços resistentes à abrasão da classe de 450 HB de dureza, com espessuras e CE distintos. As juntas soldadas foram obtidas utilizando-se o processo de soldagem MIG/MAG automático, sendo que, para cada aço, empregaram-se dois aportes térmicos diferentes.

2. Procedimento Experimental

2.1 Materiais

Foi avaliada a soldabilidade de dois aços cujas composições químicas e especificações encontram-se na Tabela 1. Nesta tabela ainda são apresentados o CE destes aços, Equação 1, e a espessura das chapas avaliadas.

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2.2 Ensaio Tekken

Para avaliação da susceptibilidade ao trincamento a frio induzido por hidrogênio e determinação da temperatura de pré-aquecimento, realizou-se ensaio Tekken conforme a norma JIS Z 3158[4]. Na Figura 1 temse a ilustração do corpo de prova utilizado no ensaio. Dentre os ensaios de auto-restrição, o Tekken, é considerado um dos mais severos, em função do elevado grau de restrição imposto à solda (solda de restrição) e ao acentuado efeito do entalhe (ver seção A - A' na Figura 1)[3].

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Os corpos de prova foram preparados conforme ilustrado na Figura 1, onde e é a espessura da chapa. Os corpos de prova foram avaliados na temperatura ambiente. O processo de soldagem utilizado foi o MIG/MAG automático com consumível da classe AWS ER 70S-6 (490 MPa de limite de resistência). O aporte de calor empregado foi de 1,6 kJ/mm, com uma vazão de mistura gasosa (80% argônio e 20% CO2) de 12 L/min.

Decorridas 12 horas da realização da solda de teste, verteu-se solução aquosa de ácido clorídrico a 2% do lado da raiz do cordão de solda, a fim de promover a oxidação de possíveis trincas existentes, tanto na raiz quanto na seção do cordão. Por fim, após 48 horas da realização da solda de teste, retirou-se a solda de restrição através de corte na serra e encaminhou-se o corpo de prova para análise da ocorrência de trincas.

A medição do comprimento das trincas na face, na seção e na raiz do cordão de solda foi realizada de acordo a norma JIS Z 3158[4]. Foram avaliados 2 corpos de prova por aço.

2.3 Confecção e Caracterização das Juntas Soldadas


As juntas soldadas dos aços A e B foram confeccionadas utilizando-se aportes de calor de 1,0 e 1,6 kJ/mm. O processo e o consumível de soldagem utilizados foram os mesmos empregados na realização do ensaio Tekken, assim como a vazão e a proporção da mistura gasosa. Na Figura 2 e na Tabela 2 apresentam-se, respectivamente, a geometria do chanfro e os parâmetros de soldagem empregados.

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Para caracterização das juntas soldadas, realizou-se análise metalográfica após ataque com reagente químico nital 4% em seções transversais à junta e no plano da espessura das chapas, com auxílio de microscópio ótico. Também foi realizado ensaio de dureza Vickers com carga de 1 kgf e distância entre impressões de 0,5 mm.

Os corpos de prova para o ensaio de dobramento foram confeccionados segundo o código ASME, seção IX [5], e ensaiados com base na norma ASTM A370 [6]. A condição de dobramento utilizada foi a de 3E90º (E = espessura da chapa), que é a mesma especificada para o metal base dos aços A e B. Foram realizados ensaios de dobramento tanto de face quanto de raiz. Os corpos de prova não reprovados a 90º foram dobrados até 180º. Foram ensaiados 3 corpos de prova por condição de dobramento.

Os ensaios de impacto nas juntas soldadas foram realizados em corpos de prova Charpy-V do tipo subsize, com dimensões de 5 x 10 x 55 mm, retirados no centro da espessura e confeccionados de acordo com a norma ASTM A370 [6]. Os entalhes foram posicionados na linha de fusão (LF) e em posições distanciadas a 2 mm e a 5 mm desta linha, no lado correspondente ao ângulo reto do chanfro. Foram ensaiados 3 corpos de prova por posição de entalhe para cada junta soldada. A temperatura empregada no ensaio foi de -40ºC.

3. Resultados e Discussão

3.1 Ensaio Tekken

Observou-se que não houve trincamento a frio para ambos os aços após realização de ensaio Tekken à temperatura ambiente. Desta forma, concluiu-se que nenhum dos aços necessita de pré-aquecimento para soldagem, possivelmente, devido às baixas espessuras das chapas. Sabe-se que quanto menores o CE e a espessura de um aço, menor sua susceptibilidade ao trincamento a frio induzido por hidrogênio [3]. O fato de o aço A não apresentar trincamento a frio, mesmo possuindo CE superior ao do aço B, sugere que a sua baixa espessura tenha contribuído para isto.

3.2 Análises Metalográficas

Nas Figuras 3 e 4 têm-se o aspecto macrográfico e o perfil de dureza das juntas soldadas dos aços A e B com energia de soldagem de 1,6 kJ/mm, respectivamente. De maneira geral, percebe-se que, em ambos os aços, não há variação significativa de dureza entre a zona termicamente afetada (ZTA) na face, no centro e na raiz. Todavia, nota-se que o perfil de dureza do aço A é bem distinto do apresentado pelo aço B, Figuras 3 (b) e 4 (b), respectivamente. Após queda a partir do metal base (MB), a dureza na ZTA do aço A elevase, tornando a diminuir até a dureza da região do metal de solda (MS). Já para o aço B, a dureza na ZTA diminui em relação ao metal base e eleva-se até o valor de dureza do metal de solda.

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As microestruturas relativas a três regiões distintas da ZTA dos aços A e B são apresentadas nas Figuras 5 e 6, respectivamente. Estas regiões estão indicadas como I, II e III nas Figuras 3 e 4. Comparando-se as microestruturas dos aços A e B nestas regiões, observa-se que elas são semelhantes, principalmente na região I, que apresenta martensita nos seus primeiros estágios de decomposição como constituinte. Nas regiões II e III, o aço A apresenta menor quantidade de ferrita que o aço B, logo, maior quantidade de constituintes de segunda fase, especialmente, bainita e martensita.

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A explicação para a diferença observada no comportamento da dureza da ZTA entre os aços A e B pode estar relacionada ao maior CE do aço A e, também, à sua maior espessura. Quanto maior o CE de um aço maior sua propensão à formação de microestruturas de maior dureza na ZTA [7]. Além disso, o aço A possui espessura em torno de 20% maior que o aço B, ou seja, uma maior área para dissipação do calor gerado durante a soldagem. Isto contribui para o mais rápido resfriamento da ZTA, favorecendo ainda mais a formação de microestruturas de maiores durezas, como de fato observado nas Figuras 5 e 6.

 

 



     

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