Desempenho de metal de solda adequado para soldagem de componentes de ancoragem

Performance of high strength steel weld metal for welding of mooring components

RESUMO

O presente trabalho apresenta os resultados de um programa de pesquisa cujo objetivo principal é o desenvolvimento de consumíveis adequados para a soldagem de componentes de ancoragem fabricados em aços de alta resistência. Após avaliação de diferentes composições químicas, com base no balanço de Mn e Ni é feita uma análise detalhada das propriedades mecânicas e microestruturais da composição química que propiciou os melhores resultados para permitir uma conclusão decisiva.

Foram soldadas juntas pelo processo eletrodo revestido utilizando consumíveis de 4,0 mm de diâmetro, com preaquecimento de 200 ºC, corrente contínua, posição plana e energia de soldagem nominal de 1,5 kJ / mm. Após a soldagem, foram realizados ensaios mecânicos (tensão, impacto Charpy-V, dureza) e metalográficos por microscopia ótica, microscopia eletrônica de varredura e EBSD em amostras removidas integralmente do metal de solda, tanto na condição de como soldado quanto após tratamento térmico pós-soldagem (TTPS) realizado a 600 ºC. Os resultados mostram que os metais de solda obtiveram propriedades mecânicas satisfatórias após o TTPS, sendo adequados para aplicação em componentes de ancoragem de acordo com a especificação IACS W22. Além disso, observou-se que a tenacidade ao impacto experimentou uma melhoria com o aumento do tempo de TTPS, o que é crucial para componentes com maiores espessuras.

Palavras-chave
metal de solda; propriedades mecânicas; tratamento térmico; componentes de ancoragem

ABSTRACT

The present work show the results of an extensive working program whose the main goal is the development of consumables suitable for welding of mooring components manufactured in high strength steels. After an exhaustive evaluation of different chemical compositions, based on a balance of Mn and Ni, a detailed analysis of the mechanical and microstructural properties is done for the heat which proposed the best results in order to allow a decisive conclusion.

Welded joints were produced by using 4,0 mm diameter covered electrodes, with preheat of 200 ºC, direct current, flat position and nominal heat input of 1.5 kJ/mm. After welding, mechanical tests (tension, impact Charpy-V, hardness) and metallographic examination (optical microscopy and scanning electron microscopy, electron back scattering diffraction) were performed in specimens removed integrally from the weld metal both in the as welded condition and post weld heat treatment at 600 º C. The results show that the weld metals obtained satisfactory mechanical properties after PWHT, being adequate for application on high strength steel mooring components with several grades according to the IACS W22 specification. In addition, it was noted that impact Charpy-V results were improved with increasing the time of PWHT, which is crucial for larger components.

Key words
weld metal; mechanical properties; heat treatment; mooring components

1. INTRODUÇÃO

A crescente demanda mundial por petróleo e gás tem motivado a busca de fontes de energia em águas profundas. As plataformas ancoradas oferecem uma solução atraente para prospecção de petróleo e gás em variadas profundidades de lâmina d’água no leito marinho [¹]. Uma unidade flutuante offshore está sujeita à ação de diversas forças ambientais e as cargas produzidas pela combinação do vento, ondas e correntes levam a um carregamento alternado e complexo, favorecendo a ocorrência de falha por fadiga e propagação de trincas [²].

O principal objetivo de um sistema de ancoragem é restringir o movimento decorrente das forças ambientais na extração de óleo e, consequentemente, permitir a operação segura do equipamento durante a produção [³]. As linhas de ancoragem para águas profundas consistem em longos comprimentos de elos de corrente de aço, cabos de aço ou cabos de poliéster e outros acessórios [⁴,⁵]. Normalmente, essas linhas são projetadas para uma vida operacional de cerca de 20 anos e inspeções periódicas são obrigatórias para monitorar a integridade estrutural desses componentes. A falha de um único elemento em uma linha de ancoragem pode promover graves danos ambientais e econômicos.

À medida que os campos de exploração dos recursos de petróleo e gás se expandem para maiores profundidades, aumenta-se a necessidade de redução de peso das estruturas e materiais com maior resistência e tenacidade são necessários [⁶]. Com base neste cenário, as normas para seleção de materiais e aplicação em componentes de ancoragem apresentam um conjunto de requisitos muito rigorosos, como mostrado na Tabela 1. Estes requisitos estão de acordo com a International Association Classification Society (IACS) [⁷]. Para alcançar estes requisitos, alguns aços de alta resistência são reconhecidos por terem aplicações importantes na fabricação de componentes para unidades com sistemas de ancoragem offshore [³,⁸-¹⁵]. A Tabela 2 mostra algumas composições químicas específicas utilizadas para esta aplicação, onde é de destaque, além da presença de elementos de liga cruciais para a temperabilidade, o limitado teor de carbono com o objetivo de melhorar a tenacidade e soldabilidade.

Tabela 1
Propriedades mecânicas exigidos para amarras e acessórios de ancoragem [⁷].

Grau	LE (MPa)	LR (MPa)	Al (%)	RA (%)	Energia de impacto Charpy-V à -20ºC (J)	Energia de impacto Charpy-V à -20ºC (J) (solda)
R3	410	690	17	50	40	30
R3S	490	770	15	50	45	33
R4	580	860	12	50	50	36
R4S	700	960	12	50	56	40
R5	760	1000	12	50	58	42

• Onde: LE – Limite de escoamento, LR – Limite de resistência, Al – Alongamento, RA-Redução de área.

Tabela 2
Composição química de materiais utilizados em componentes de ancoragem [²,⁸-¹⁵].

Ref	Componente	Processo de fabricação	LR (MPa)	C	Mn	Cr	Ni	Mo	Ceq(*)
2	Elo de amarra	L	877	0.24	1.06	1.05	0.55	0.22	0.71
5	Elo de amarra	L	1201	0.23	1.48	0.65	0.76	0.56	0.77
6	Elo de amarra	L	699	0.32	1.69	0.10	0.05	0.01	0.63
7	Elo de amarra	L	716	0.31	1.60	0.04	0.01	0.07	0.59
8	Manilha	Fd	704	0.24	1.37	0.45	0.69	0.32	0.63
9	Manilha	Fd	880	0.21	0.80	0.55	2.78	0.31	0.70
4	Olhal	Fd	766	0.25	1.17	0.58	0.59	0.35	0.67
10	Conector	Fj	730	0.27	0.53	0.93	0.19	0.21	0.60
11	Conector	Fj	754	0.31	0.92	0.97	0.88	0.42	0.81

• Onde: Fd- Fundido; Fj – Forjado; L - Laminado; (*)Ceq = C + Mn/6 + (Cr+Mo+V)/5 + (Ni+Cu)/15.

De fato, apesar de existirem acessórios como manilhas e soquetes de ancoragem (Figura 1) fabricados por outros processos tais como forjamento ou fundição, a execução de operações de soldagem é usual para reparo de defeitos de fabricação, com o objetivo de evitar o sucateamento prematuro do componente. Nestes casos, realiza-se de forma obrigatória um tratamento térmico pós-soldagem [¹⁶-¹⁸] após o reparo, com o objetivo de ajustar as propriedades mecânicas e aliviar as tensões residuais [¹⁰].

Figure 1
Exemplos de acessórios usados em linhas de ancoragem [⁵,⁸,¹⁹].

O cenário discutido acima torna o desenvolvimento de consumíveis de soldagem apropriado para esta aplicação um desafio complexo, uma vez que não há normas disponíveis envolvendo este elevado nível de resistência. De fato, a norma AWS geralmente utilizada para qualificação de consumíveis de soldagem [²⁰] é limitada a 120 ksi (830 MPa) e não prevê requisitos após o tratamento térmico pós-soldagem (TTPS). Assim, para alcançar as propriedades mecânicas mostradas na Tabela 1, os consumíveis especiais são avaliados caso a caso [²¹]. Neste aspecto, trabalhos prévios [²¹-²³] demonstraram que a presença dos elementos Cr e Mo, embora tendo uma contribuição significativa para o aumento da resistência mecânica, pode promover efeitos nocivos na tenacidade ao impacto após TTPS. Isso faz com que a obtenção de resultados satisfatórios seja uma tarefa muito complexa. Embora existam consumíveis comerciais que já tenham propiciado um bom desempenho [²¹-²⁸], é importante destacar que por vezes estes podem não estar disponíveis no mercado nacional fazendo com que importantes projetos de engenharia sejam interrompidos. De modo a superar este problema, foi implementado um extenso programa de pesquisa para desenvolver um consumível nacional adequado para esta aplicação utilizando diferentes composições químicas e procedimentos de soldagem [¹³,²¹-²⁴,²⁹-³²].

O presente trabalho avalia as propriedades mecânicas e microestruturais de metal de solda contendo teores balanceados de Ni e Mn e baixo Cr que apresentou o melhor desempenho no programa de pesquisa e realiza uma análise de sua adequação para utilização na soldagem de componentes de ancoragem.

2. MATERIAIS E MÉTODOS

2.1 Materiais

O consumível de soldagem empregado foi um eletrodo revestido com 4,0mm de diâmetro. A composição química do metal de solda obtida por espectroscopia de emissão ótica na linha central do cordão de solda é mostrado na Tabela 3.

Tabela 3
Composição química do metal de solda depositado (% peso).

Elemento	C	Si	P	S	Mn	Mo	Ni	Cr	Ti	V
Peso, %	0,05	0,14	0,02	0,01	1,91	0,39	2,97	0,26	0,007	0,005

Chapas de aço carbono ASTM A 36 com dimensões de 19 x 300x 700 mm (espessura x largura x comprimento) foram usadas como material base.

2.2 Soldagem

A Figura 2 mostra a geometria da junta utilizada no presente trabalho, a qual foi modificada de acordo com a especificação ISO 15792 [³³] de modo a eliminar o efeito de diluição com o metal base.

Figura 2
Geometria da junta soldada (mm).

A soldagem foi realizada na posição plana pelo processo eletrodo revestido com preaquecimento de 200 ^oC, utilizando os parâmetros apresentados na Tabela 4.

Tabela 4
Parâmetros de soldagem utilizados.

Corrente (A)	Tensão (Volts)	Energia de soldagem (kJ/mm)	Número de passes
185-195	22-30	1,51	18

2.3 Tratamento térmico pós-soldagem (TTPS)

Os metais de solda foram testados nas condições de como soldado e tratados termicamente. O tratamento térmico pós-soldagem (TTPS) foi realizado a 600 ^oC por 1, 2 e 3 horas, seguido de resfriamento ao ar.

A temperatura de 600 ^oC foi usada para o TTPS, porque essa temperatura é a geralmente recomendada para alívio das tensões residuais de equipamentos de ancoragem [²¹-²³].

2.4 Ensaios mecânicos

Foram realizados ensaios de tração à temperatura ambiente conforme as normas ASTM A 370 [³⁴] e ASTM E8 [³⁵], em corpos de prova cilíndricos de diâmetro 8,75 mm e comprimento de 50 mm, removidos de forma longitudinal e integralmente dos cordões de solda.

Foram realizados ensaios de impacto Charpy-V em temperaturas variando de -60 a 20 °C em corpos de prova padronizados (10x10x55mm) de acordo com as normas ASTM A 370 [³⁴] e ASTM E23 [³⁶], removidos da linha central dos cordões à 2 mm da superfície da junta soldada (Figura 3). As curvas de transição foram obtidas usando 3 corpos de prova para cada condição.

Figura 3
Desenho esquemático da posição dos corpos de prova para ensaio de impacto Charpy-V.

Foram realizados ensaios de microdureza Vickers (HV_0,5) com aplicação de carga de 500 gf. em corpos de prova removidos dos metais de solda. As medições foram feitas em três linhas paralelas separadas por 0,25 mm da superfície superior até a raiz com espaçamento de 1,0 mm, como mostra a Figura 4.

Figure 4
Posição das medições de microdureza Vickers (HV_0.5).

2.5 Ensaios Metalográficos

Foi realizada a caracterização microestrutural dos metais de solda por microscopia ótica (MO) e eletrônica de varredura (MEV) na posição relativa ao entalhe do corpo de prova de impacto Charpy-V.

Foi ainda realizada análise por Electron Back Scatering Diffraction (EBSD) para observação de detalhes adicionais, tais como frequência de contornos de alto ângulo (>15^o) [³⁷], grau de recristalização com menor energia de deformação [³⁸] e tamanho de grão efetivo (TGE). Os mapas de EBSD foram coletados com o MEV operando a 20 kV e step-size de 0,3µm. Um pós-processamento dos dados de EBSD foi realizado usando o pacote de software HKL Channel 5.

Os componentes da matriz foram classificados em grãos recristalizados, subestruturados e deformados de acordo com a desorientação média entre os grãos (GAM) para distinguir a diferença de energia de deformação local. Os grãos recristalizados têm a menor energia de deformação local, enquanto os grãos deformados têm a maior energia de deformação local [³⁸].

O preparo das amostras consistiu do procedimento convencional de lixamento e polimento, seguido de ataque químico com nital 2%.

Para análise por EBSD, foi realizado um polimento adicional com sílica coloidal 0,06 μm e as amostras foram observadas sem ataque químico.

3. RESULTADOS

3.1 Ensaios Mecânicos

A Tabela 5 mostra os resultados dos ensaios de tração, onde se observam as seguintes características principais:

1. Os resultados superiores foram obtidos na condição de como soldado;

2. O TTPS promoveu uma redução na resistência mecânica para todas as condições e;

3. O aumento do tempo de tratamento provoca uma redução contínua da resistência mecânica.

Tabela 5
Resultados dos ensaios de tração.

Condição	LE (MPa)	LR (MPa)	Al (%)	RA (%)
Como soldado	822	896	18	58
TTPS-1h	806	888	21	60
TTPS-2h	755	844	20	62
TTPS-3h	723	797	23	64

As Figuras 5 e 6 mostram os resultados dos ensaios de Charpy-V, onde se observam as seguintes características principais:

1. O TTPS promoveu uma melhoria na tenacidade ao impacto;

2. Resultados superiores de tenacidade ao impacto são obtidos com o aumento do tempo de tratamento e;

3. Todos os resultados são aceitáveis para os graus R3, R3S e R4 após o TTPS.

Figure 5
Curva de transição do metal de solda.

Figura 6
Influência do tempo de tratamento na tenacidade ao impacto a -20 °C.

A Figura 7 mostra os resultados do ensaio de microdureza onde se nota o efeito do TTPS. O comportamento acompanha a tendência observada para o limite de resistência (Tabela 4).

Figura 7
Influência do tempo de tratamento na microdureza Vickers.

3.2 Ensaios Metalográficos

A Figura 8 mostra a macrografia da junta soldada, onde se nota o efeito da soldagem multipasses e a ausência de defeitos rejeitáveis.

Figura 8
Macrografia da junta soldada. Ataque: nital 2%.

A Figura 9 mostra as micrografias das regiões do metal de solda, onde se observa a predominância de martenstia na região do último passe e uma mistura de martensita e bainita na posição relativa ao entalhe Charpy-V, embora ainda com predomínio de martensita.

Figura 9
Microestrutura do metal de solda (MEV). Ataque: nital 2%.

A influência do TTPS nas características do metal de solda é mostrada nas Figuras 10 e 11. O mapa de deformação (Figura 10) mostra que a maioria dos grãos foram categorizados como grãos deformados de alta energia de deformação na condição de como soldado, enquanto uma mudança significativa é observada após TTPS. Além disso, a maior frequência de contornos de alto ângulo (CAA) é vista após TTPS (Figura 11). Assim, pode-se inferir que o TTPS além do revenimento da microestrutura, contribui para a ocorrência de outras características benéficas para a tenacidade ao impacto.

Figura 10
Influência do TTPS nas características do metal de solda (EBSD).

Figura 11
Influência do TTPS na frequência de contornos de alto ângulo do metal de solda.

Onde: TGE – Tamanho de Grão Efetivo. Grãos recristalizados (azul), sub-estruturados (amarelo) e deformados (vermelho).

4. DISCUSSÃO

4.1 Propriedades Mecânicas

Quando da análise dos requisitos para os componentes de ancoragem (Tabela 1), fica claro o desafio para atingir os níveis requeridos de resistência e tenacidade, simultaneamente. Além da grande dificuldade de obtenção dos valores de resistência mecânica para o metal de solda [³⁹], é esperada uma queda da tenacidade para estes elevados níveis de resistência [⁴⁰].

De uma forma geral, uma tenacidade ao impacto adequada depende dos teores de Ni e Mn [²¹,⁴¹-⁴⁷], sendo necessário um balanço adequado destes elementos para manter uma boa relação entre resistência e tenacidade [⁴⁷]. Particularmente, uma composição com a adição de 2,0Mn-3,0Ni-0,5Cr tem sido indicada para este propósito [²²,²⁸]. Embora, o elemento Cr seja nocivo para a tenacidade, a sua adição é usual para que se obter os níveis de resistência desejados [⁴⁸].

A Figura 12 mostra uma comparação dos resultados obtidos no presente trabalho com outros trabalhos experimentais [¹⁸-²²,²⁴-²⁶,⁴⁹-⁵⁹], onde se observa que os resultados atuais parecem ser inferiores, uma vez que a tenacidade ao impacto não é tão elevada como as obtidas em outras investigações. Estes resultados são consequência da microestrutura composta por martensita e bainita, mas também com ocorrência de componentes de baixa tenacidade [²⁸,⁶⁰], tais como a bainita coalescida (Figura 13) em algumas regiões.

Figura 12
Relação entre a resistência mecânica e energia absorvida (-40 °C) após soldagem obtida no presente trabalho (ponto indicado pela seta) em comparação com outros resultados disponíveis na literatura [¹⁸-²²,²⁴-²⁶,⁴⁹-⁵⁹].

Figura 13
Ocorrência de bainita coalescida (Bc) no metal de solda (MEV). Ataque: nital 2%.

Entretanto, deve-se ressaltar que este não é um problema crítico na soldagem de aços de alta resistência usados em componentes de ancoragem, uma vez que o TTPS é sempre aplicado [¹⁹,²¹-²⁴,²⁹-³²].

De fato, para o metal de solda desenvolvido (Tabela 3), a execução do TTPS promoveu um aumento na tenacidade ao impacto como pode ser visto na Figura 6, como consequência das alterações observadas na microestrutura, tais como revenido da martensita, redução da densidade de discordâncias e aumento da frequência dos contornos de alto ângulo. Esta foi a principal razão para estudar uma composição química com base em maiores teores de Mn e Ni e baixo teor de Cr, devido ao efeito nocivo do Cr na tenacidade ao impacto após TTPS [²¹-²³,²⁸,⁶¹-⁶⁶].

As características discutidas acima, propiciaram a obtenção dos requisitos dos aços mais utilizados em componentes de ancoragem no Brasil, aços de grau R3 e grau R4 (Tabela 1). Como visto na Tabela 4 e na Figura 6, a influência do tempo de revenimento é relevante principalmente para os níveis de resistência mecânica e, como já apontado por Surian et al. [³⁹], este é o principal desafio para o desenvolvimento de consumíveis de soldagem de elevada resistência mecânica.

4.2 Aspectos Práticos

Os progressos na tecnologia de fabricação de aços têm motivado novos desenvolvimentos também em processos e consumíveis de soldagem para obtenção de metais de solda com propriedades mecânicas essencialmente equivalentes as do metal de base [⁶⁷,⁶⁸]. Isto é mais crítico para níveis de resistência superiores a 830MPa, onde não existem normas específicas para aprovação de consumíveis de soldagem. Além disso, para aplicações similares as do presente trabalho, o principal problema está relacionado com a redução habitual do limite de resistência e da tenacidade com a execução do TTPS [²¹,²²,⁵⁴,⁵⁵,⁵⁷,⁶⁶,⁶⁹].

A este respeito, o desenvolvimento de procedimentos de soldagem seguros para aços de elevada resistência utilizados em componentes das linhas de ancoragem apresentam uma enorme relevância, devido à necessidade de fabricar e reparar muitos componentes industriais que seriam descartados pela existência de defeitos de fabricação.

Como já comentado, embora existam evidências de consumíveis comerciais adequados para esta tarefa [⁸,¹⁹,²¹,²²,²⁷,²⁸,³¹,⁴¹], é importante ressaltar que estes nem sempre estão disponíveis no mercado brasileiro quando um reparo urgente tem que ser realizado. Além do custo muito alto do próprio material, o tempo de entrega para importar o consumível é uma questão crítica. Assim, o desenvolvimento de tecnologia local para produzir o material é da maior importância, tal como já se observou em um trabalho de soldagem de manilhas fabricadas em aços fundidos de alta resistência de grau R4 [¹³], utilizando um consumível com composição desenvolvida no presente programa de pesquisa.

No presente programa, a composição química com base em maiores teores de Mn-Ni e baixos teores de Cr, embora apresentando tenacidade ao impacto inferior no estado de como soldado, foi capaz de garantir propriedades adequadas após a execução do TTPS. É fundamental reforçar esta questão, porque a literatura sobre a influência da TTPS nas características de metais de solda de alta resistência ainda é limitada, dado que o interesse principal dos fornecedores de consumíveis é a aprovação no estado como soldado, já os requisitos após TTPS não são previstos. Isto toma importância maior quando se nota que um mesmo consumível pode apresentar comportamentos totalmente diferentes antes e após TTPS, ou seja, a aprovação no estado como soldado não é garantia de seu desempenho em projetos submetidos aos tratamentos térmicos obrigatórios para alívio das tensões residuais das estruturas.

5. CONCLUSÕES

Com base nas condições experimentais aplicadas no presente trabalho, as principais conclusões são:

1. O metal de solda com composição química contendo 2,0Mn-3,0Ni e baixo teor de Cr é capaz de manter altos níveis de resistência mecânica e resistência ao impacto após o TTPS;

2. O TTPS promoveu uma ligeira redução na resistência mecânica e uma melhora na tenacidade ao impacto;

3. O aumento do tempo de tratamento promoveu mudanças significativas nas propriedades mecânicas;

4. O metal de solda de aço de alta resistência apresentando uma composição química baseada em 2,0Mn-3,0Ni atingiu os requisitos da norma IACS W22 para aços grau R3 e R4, dependendo do TTPS aplicado e;

5. O desenvolvimento de um consumível nacional adequado para a soldagem de aços de elevada resistência utilizados em componentes de ancoragem pode ser um fator importante para a redução de custos, já que irá contribui para evitar o sucateamento prematuro de equipamentos com defeitos de fabricação.

AGRADECIMENTOS

Os autores agradecem ao CEFET / RJ, PUC-RIO, COPPE-UFRJ, CNPq e CAPES pelo apoio na execução do presente trabalho.

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Datas de Publicação

• Publicação nesta coleção
  24 Jul 2020
• Data do Fascículo
  2020

Histórico

• Recebido
  01 Set 2019
• Aceito
  14 Jun 2020