Soldabilidade de aços resistentes à abrasão da classe de 450 HB de dureza - Página 2


Nas Figuras 7 e 8 têm-se o aspecto macrográfico e o perfil de dureza das juntas soldadas dos aços A e B com energia de soldagem de 1,0 kJ/mm, respectivamente. Nota-se que, em ambos os aços, na região indicada pelo retângulo tracejado, existem diferenças de dureza entre a ZTA da face, do centro e da raiz, ao contrário do que foi observado nas juntas soldadas com energia de soldagem de 1,6 kJ/mm.

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As microestruturas relativas à ZTA nas regiões da face, do centro e da raiz, observadas na região indicada pelo círculo tracejado nas Figuras 7 e 8, são apresentadas nas Figuras 9 e 10, para os aços A e B, respectivamente. Observa-se que a microestrutura da ZTA na região da face da junta soldada do aço A é similar a do aço B, Figuras 9 (a) e 10 (a), diferindo-se na proporção dos constituintes (ferrita e martensita). Nota-se, também, que ambos os aços apresentam microestruturas diferentes na ZTA em regiões do centro e da raiz da junta soldada, Figuras 9 (b), 9 (c), 10 (b) e 10 (c). A explicação para este fato se baseia no efeito do segundo passe de solda sobre a microestrutura gerada pelo passe prévio [7].

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As temperaturas de pico alcançadas nas regiões do centro e da raiz da junta soldada não proporcionam o crescimento do grão austenítico, causando seu refinamento e a formação de constituintes de menor dureza [7], tais como ferrita, perlita e bainita, e/ou promovendo a decomposição da martensita do metal base. Estes constituintes, em conjunto ou isolados, foram observados nas microestruturas das ZTA no centro e na raiz das juntas soldadas dos aços A, Figuras 9 (b) e 9 (c), e B, Figuras 10 (b) e 10 (c).

3.2 Ensaios Mecânicos

Na Tabela 3 são apresentados os resultados obtidos dos ensaios de dobramento das juntas soldadas. De maneira geral, percebe-se que o aço B apresenta melhores resultados de dobramento a 3E-90º que o aço A, principalmente quando utilizada a energia de soldagem de 1,6 kJ/mm. Este comportamento ocorreu, provavelmente, em decorrência do menor CE do aço B, que proporcionou a formação de microestruturas mais dúcteis na sua ZTA, Figuras 6 (b), 6 (c) e 10. Estas microestruturas provavelmente conferiram melhor acomodação da deformação durante os ensaios de dobramento. Ressalta-se que, para a energia de soldagem de 1,6 kJ/cm, a maioria dos corpos de prova do aço B também foi aprovada a 180º.

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Nas Figuras 11 e 12, apresentam-se os valores de energia absorvida das juntas soldadas dos aços A e B após ensaio de impacto Charpy-V.

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Percebe-se que para a energia de soldagem de 1,6 kJ/mm, Figura 11, as juntas soldadas do aço B apresentam valores de energia absorvida superiores aos das juntas soldadas do aço A. Observa-se que, para as juntas soldadas do aço B, os valores de energia absorvida se elevam à medida que se afasta da linha de fusão (LF). Para a energia de soldagem de 1,0 kJ/mm, Figura 12, nota-se que as juntas soldadas do aço B apresentam valores de energia absorvida superiores aos das juntas soldadas do aço A, à exceção dos corpos de prova com entalhe a 2 mm da linha de fusão (LF + 2 mm).

Os maiores valores de energia absorvida após ensaio de impacto Charpy-V para a junta soldada do aço B devem estar relacionados à presença de microestruturas mais tenazes nas regiões avaliadas (LF, LF + 2 mm e LF + 5 mm), propiciadas pelo seu menor CE. A exceção observada para os corpos de prova com entalhe a 2 mm da linha de fusão das juntas soldadas com energia de soldagem de 1,0 kJ/mm pode estar associada à espessura do aço B. Como a sua espessura é menor que a do aço A, a dissipação do calor gerado durante a soldagem ocorre mais lentamente, propiciando um maior crescimento de grão austenítico e a formação de microestruturas mais grosseiras próxima à linha de fusão. Como microestruturas mais grosseiras são deletérias à tenacidade [7], o aço B apresentou menor valor de energia absorvida a 2 mm da linha de fusão.

As juntas soldadas com baixa energia de soldagem (1,0 kJ/mm) apresentaram maiores valores de energia absorvida do que as soldadas com alto aporte (1,6 kJ/mm), possivelmente devido ao refino da microestrutura causado pelo reaquecimento da ZTA do passe prévio, em decorrência do segundo passe de solda [7].

Os menores valores de energia absorvida das juntas soldadas de ambos os aços foram observados para os corpos de prova em que o entalhe encontrava-se na linha de fusão. Este fato pode estar associado às microestruturas mais grosseiras e de menores temperaturas de transformação formadas nesta região, que são deletérias à tenacidade das juntas soldadas [7]. Na Figura 5 (c), que representa uma região da ZTA da junta soldada do aço A próxima à linha de fusão, nota-se que a microestrutura presente é mais grosseira que a observada na Figura 5 (b), uma região da ZTA mais afastada da linha de fusão. Isto também foi observado para o aço B, Figuras 6 (b) e 6 (c).

4. Conclusões


Para as espessuras avaliadas (9,5 mm para o aço A e 8,0 mm para o aço B), concluiu-se que nenhum dos aços necessita de pré-aquecimento para soldagem, por não terem apresentado trincamento a frio induzido por hidrogênio à temperatura ambiente.

De maneira geral, o aço A apresentou os maiores valores de dureza na ZTA que o aço B, independente da energia de soldagem utilizada.

Percebeu-se que o aço B apresentou melhores resultados de dobramento a 3E-90º, atendendo, inclusive, a especificação do metal base. Este aço apresentou, também, maiores valores de energia absorvida.

Desta forma, concluiu-se que o aço B apresentou melhor soldabilidade que o aço A, muito em função de seu menor CE.

5. Referências Bibliográficas


[1] NEWELL, W. F. Understanding and Using Carbon Equivalent Formulas. WELDING JOURNAL. Setembro/1995, p. 57-58.
[2] SUZUKI, H. Comparison of Carbon Equivalents for Steel Weldability. RIVISTA ITALIANA DELLA SOLDATURA. Ano 39, n. 4, julho-agosto/1987, p. 339-349.
[3] DEFOURNY, J. Guide to Weldability and Metallurgy of Welding of Steels Processed by Thermomechanical Rolling or by Accelerated Cooling. WELDING IN THE WORLD. Vol. 3, n. 1, 1994, p. 2-33.
[4] NORMA JIS Z 3158 - Method of Y Groove Cracking Method. JAPENESE INTERNATIONAL STANDARD, 1993, 6p.
[5] CÓDIGO ASME, Seção IX - Qualificação de Soldagem. THE AMERICAN SOCIETY OF MECHANICAL ENGINEERS, 1980, 212p.
[6] NORMA ASTM-A370 - Standard Test Methods and Definitions for Mechanical Testing of Steel Products. AMERICAN SOCIETY FOR TESTING AND MATERIALS INTERNATIONAL, 2009, 47p.
[7] SILVA, R. F. Caracterização da Zona Termicamente Afetada de Aço Produzido via Resfriamento Acelerado: 2010, 194p. Dissertação (Mestrado) - Departamento de Engenharia Metalúrgica, Universidade Federal de Minas Gerais.

Autores:

Gabriel Corrêa Guimarães
Ramsés Ferreira da Silva
Luiz Carlos da Silva

Fonte:

Seielo



     

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