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Soldagem e Corte

METALURGIA
DA
SOLDAGEM

Superfície de fratura de um corpo de prova de impacto Charpy-V tirado de um metal de
solda de uma liga de níquel. A fratura está localizada no metal de solda próximo à
linha de fusão (Svetsaren, vol. 47, No. 2, 1993, pp. 29).

ÍNDICE

INTRODUÇÃO .......................................................................................... 1

METAIS E LIGAS METÁLICAS ..................................................................... 2

PROPRIEDADES E ENSAIOS DOS METAIS.................................................. 34

PRINCÍPIOS DOS CONSUMÍVEIS DE SOLDAGEM......................................... 70

PROPRIEDADES DO METAL DE SOLDA ...................................................... 73

DEFEITOS DO METAL DE SOLDA .............................................................. 81

A ZONA TERMICAMENTE AFETADA (ZTA).................................................. 86

BIBLIOGRAFIA ....................................................................................... 94

Elaborado, traduzido (parte) e adaptado por
Cleber Fortes – Engenheiro Metalúrgico, M.Sc.
Assistência Técnica Consumíveis – ESAB BR

Revisado por
Welerson Araújo – Engenheiro Metalurgista, M.Sc.
Desenvolvimento e Pesquisa – ESAB BR

Última revisão em 15 de abril de 2004

METALURGIA DA SOLDAGEM

Introdução

A soldagem envolve muitos fenômenos metalúrgicos como, por
exemplo, fusão, solidificação, transformações no estado sólido, de-
formações causadas pelo calor e tensões de contração, que podem
causar muitos problemas práticos. Os problemas podem ser evitados
ou resolvidos aplicando-se princípios metalúrgicos apropriados ao
processo de soldagem.
A metalurgia da soldagem difere da metalurgia convencional em
certos pontos de vista, porém um entendimento da metalurgia da
soldagem necessita de um amplo conhecimento da metalurgia geral.
Por esse motivo, são descritos primeiramente alguns conceitos da
metalurgia geral e depois são discutidos conceitos da metalurgia da
soldagem.
Esse texto destina-se a profissionais atuantes na área de solda-
gem, tanto na técnica quanto na comercial. Seu principal objetivo é
apresentar informações básicas no âmbito tecnológico, não tendo a
pretensão de realizar uma abordagem científica. Para estudos mais
profundos, sugerimos consultar outras publicações existentes.

1


Capítulo 1

Metais e ligas metálicas

Origem e fabricação

Os metais provêm dos depósitos naturais de minérios na crosta
terrestre. A maioria dos minérios é contaminada com impurezas que
devem ser removidas por meios mecânicos ou químicos. O metal
extraído do minério purificado é conhecido como metal primário ou
metal virgem, e o metal proveniente da ganga é designado metal se-
cundário.
Há dois tipos de minérios, os ferrosos e os não ferrosos. O termo
ferroso provém do latim ferrum, significando ferro; um metal ferroso é
aquele que possui alto teor de ferro. Metais não ferrosos como o co-
bre e o alumínio, por exemplo, são aqueles que contêm pouco ou
nenhum ferro. A quantidade de ferro na crosta terrestre é de aproxi-
madamente vinte vezes a de todos os outros metais não ferrosos
juntos; por isso o ferro é o metal mais importante e o mais emprega-
do.
O alumínio, por causa de sua aparência atraente, resistência re-
lativamente alta e baixa densidade, é o segundo metal mais usado. O
minério de alumínio comercialmente explorável, conhecido como bau-
xita, é um depósito formado próximo à superfície da crosta terrestre.
Alguns dos processos químicos que ocorrem durante a fabrica-
ção do aço ocorrem também durante a soldagem, de modo que a
metalurgia da soldagem pode ser encarada imaginando-se a solda-
gem ao arco elétrico como a miniatura de uma siderúrgica.
2


O maior percentual de ferro comercialmente produzido vem do
processo com alto-forno, que realiza uma reação química entre uma
carga sólida e a coluna de gás ascendente resultante no forno. Os
três diferentes materiais empregados na carga são minério, fundentes
e coque. O minério consiste de óxido de ferro e o fundente principal é
o calcário, que se decompõe em óxido de cálcio e dióxido de carbono
(veja a Equação [1]). A cal reage com as impurezas do minério de
ferro e flutua sobre a superfície na forma de escória. O coque, que se
constitui principalmente de carbono, é o combustível ideal para altos-
fornos porque produz o gás monóxido de carbono (veja a Equação
[2]), o principal agente redutor do minério de ferro (Fe2O3) para ferro
metálico (Fe), veja a Equação [3].

[1] CaCO 3 → CaO + CO 2

[2] 2 C + O 2 → 2 CO

[3] Fe 2 O 3 + 3 CO → 2 Fe + 3 CO 2

A atividade básica do alto-forno é reduzir o óxido de ferro para
ferro metálico e remover as impurezas do metal. Os elementos redu-
zidos passam para a massa de ferro e os elementos oxidados dissol-
vem-se na escória. O metal proveniente do alto-forno é denominado
ferro-gusa e é empregado como um material intermediário para poste-
riores processos de refino.
O ferro-gusa contém quantidades excessivas de elementos que
devem ser reduzidos antes que o aço seja produzido. Reduzir um
elemento significa receber elétrons: no caso do ferro, ele passa de
Fe++ ou Fe+++ para Fe°, onde cada átomo de ferro recebe dois ou três
elétrons. Para o refino do aço são empregados diversos tipos de for-
nos elétricos, conversores e outros, cada um desses realizando sua
tarefa de remoção e redução de elementos como carbono, silício,
fósforo, enxofre e nitrogênio através da saturação do metal líquido

3


com oxigênio e ingredientes formadores de escória. O oxigênio reduz
os elementos formando gases que escapam para a atmosfera en-
quanto a escória reage com as impurezas e as separa do metal fun-
dido.
Depois de passar pelo forno de refino, o metal é purificado em
lingoteiras feitas de ferro fundido. Os lingotes obtidos possuem seção
quadrada e são constituídos de aço saturado de oxigênio. Para evitar
a formação de grandes bolsas de gases no metal fundido, uma quan-
tidade considerável de oxigênio deve ser removida. Esse processo é
conhecido como desoxidação e é realizado através de aditivos que
expulsam o oxigênio na forma de gases ou enviam-no em direção à
escória. Existem diversos graus de oxidação, sendo os seguintes os
tipos de aços resultantes:

Aços efervescentes

A fabricação de aços efervescentes envolve uma desoxidação
mínima. À medida que o lingote se solidifica, uma camada de ferro
quase puro é formada nas paredes e no fundo da lingoteira, e prati-
camente todo o carbono, fósforo e enxofre segregam no núcleo do
lingote. O oxigênio forma com o carbono o gás monóxido de carbono
(CO) que é aprisionado no metal em solidificação na forma de bolhas
que desaparecem durante o processo de laminação a quente. A prin-
cipal vantagem dos aços efervescentes é a superfície livre de defeitos
que pode ser produzida com a ajuda da camada de ferro quase puro.
A maioria dos aços efervescentes é constituída de aços de baixo car-
bono contendo menos de 0,1% desse elemento.

Aços parcialmente desoxidados

Aços parcialmente desoxidados regulam a quantidade de oxigê-
nio no metal fundido pelo uso de uma pesada tampa que é travada no
4


topo da lingoteira depois de permitir que o metal atinja um leve grau
de efervescência. Aços parcialmente desoxidados contêm uma com-
posição mais uniforme no núcleo do lingote que os aços efervescen-
tes. Por isso, os aços parcialmente desoxidados são empregados em
aplicações que requerem bom acabamento superficial, composição
mais homogênea e melhores propriedades mecânicas que as dos
aços efervescentes.

Aços acalmados

Diferentemente dos aços efervescentes ou parcialmente desoxi-
dados, aços acalmados são fabricados removendo-se totalmente o
oxigênio antes que o lingote se solidifique para evitar a efervescência.
Essa remoção é auxiliada pela adição de ligas ferro-silício que se
combinam com o oxigênio para formar escória, deixando assim um
metal íntegro e homogêneo.

Aços parcialmente acalmados

Aços parcialmente acalmados são um meio-termo entre aços e-
fervescentes e acalmados. É adicionada uma pequena quantidade de
um agente desoxidante, geralmente ferro-silício ou alumínio. A quan-
tidade de desoxidante é a estritamente suficiente para cortar qualquer
reação de efervescência, deixando algum oxigênio dissolvido.

Aços desoxidados a vácuo

O objetivo da desoxidação a vácuo é remover o oxigênio do aço
fundido sem adicionar elementos que formem inclusões não metáli-
cas. Isso é realizado aumentando-se o teor de carbono do aço e en-
tão submetendo o metal fundido à desgaseificação a vácuo. O carbo-

5


no reage com o oxigênio e forma monóxido de carbono, e então os
níveis de oxigênio e de carbono caem para os limites especificados.
Como não são usados elementos desoxidantes formadores de óxidos
sólidos, o aço produzido por esse processo possui alta pureza.

Classificações dos aços

As classificações mais comuns para os aços são:
aços carbono,
aços de baixa liga,
aços de média liga, e
aços de alta liga,
que são referidas como "tipos" de aços.

Aços carbono

O aço é basicamente uma liga de ferro e carbono, alcançando
seus níveis de resistência e de dureza principalmente através da adi-
ção de carbono. Os aços carbono são classificados quanto à compo-
sição química em quatro grupos, dependendo de seus níveis de car-
bono.
baixo carbono - até 0,14% carbono;
aço doce - de 0,15% até 0,29% carbono;
aço de médio carbono - de 0,30% até 0,59% carbono;
aço de alto carbono - de 0,60% até 2,00% carbono.
Os aços de baixo carbono e doce são os grupos mais produzidos
por causa de sua relativa resistência e boa soldabilidade.

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Aços de baixa liga

Os aços de baixa liga, como o nome já diz, contêm pequenas
quantidades de elementos de liga que produzem consideráveis me-
lhorias em suas propriedades. Os elementos de liga são adicionados
para melhorar a resistência mecânica e a tenacidade, para diminuir
ou aumentar a resposta ao tratamento térmico e para retardar os pro-
cessos de formação de carepa e corrosão. Aços de baixa liga são
geralmente definidos como aqueles que possuem teor total de liga de
1,5% a 5,0%. Os elementos de liga mais comuns são o manganês,
silício, cromo, níquel, molibdênio e vanádio. Aços de baixa liga podem
conter quatro ou cinco desses elementos de liga em diversos teores.
Aços de baixa liga possuem maior limite de escoamento e de re-
sistência que aços doces ou aços carbono estruturais. Como eles
apresentam altas razões resistência-peso, é possível reduzir o peso
de carros, caminhões, equipamentos pesados, etc. com o uso de
aços de baixa liga.
Aços carbono comuns, que apresentam fragilidade a baixas tem-
peraturas, não são confiáveis em aplicações críticas. Por isso, aços
de baixa liga com adição de níquel são freqüentemente empregados
em situações de baixa temperatura.
Os aços perdem muito de sua resistência a altas temperaturas.
Para evitar essa situação, são adicionadas pequenas quantidades de
cromo ou de molibdênio.

Aços de média liga

Aços de média liga são definidos como aqueles que possuem te-
or de elementos de liga entre 5% e 10%.

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Apresentam características semelhantes às dos aços de baixa li-
ga, requerendo, porém, maiores cuidados em sua fabricação e solda-
gem.

Aços de alta liga

Esse grupo de aços, caros e para uso específico, contêm teor de
elementos de liga ultrapassando 10%, resultando em propriedades
químicas e mecânicas excepcionais.
Aços austeníticos ao manganês contêm altos teores de carbono
e manganês, que dão dois excepcionais atributos, a capacidade de
endurecer sob trabalho a frio e grande tenacidade. O termo austeníti-
co refere-se à estrutura cristalina desses aços.
Aços inoxidáveis são aços de alta liga que possuem a capacida-
de de resistir à corrosão. Essa característica provém do alto teor de
cromo, normalmente acima de 10%. O níquel também é empregado
em quantidades consideráveis em alguns aços inoxidáveis.
Aços ferramenta são empregados em atividades de corte e con-
formação. São aços de alta qualidade usados na fabricação de ferra-
mentas, punções, matrizes de conformação, matrizes de extrusão,
forjados, e assim por diante. Dependendo de suas propriedades e
uso, esses aços são algumas vezes denominados como temperáveis
na água, resistentes ao impacto, temperáveis ao óleo, temperáveis ao
ar, e aços ferramenta para trabalho a quente.
Devido aos altos teores de elementos de liga, são necessários
cuidados e práticas especiais quando se soldam aços de alta liga.

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Estrutura cristalina dos metais

Quando um metal líquido é resfriado, seus átomos se arranjam
em um modelo cristalino regular, e dizemos que o líquido se solidifi-
cou ou se cristalizou. Sob o ponto de vista metalúrgico podemos dizer
que o vidro (dióxido de silício, SiO2), em seu estado natural de um
arranjo irregular dos átomos, apresenta-se no estado líquido. Sua
altíssima viscosidade faz com que o ele leve muito tempo para fluir.
Já o vidro temperado apresenta um arranjo cristalino regular próprio
de um material sólido.
Todos os metais se solidificam na forma cristalina. Num cristal os
átomos ou as moléculas são mantidos numa posição determinada e
não estão livres para se movimentar como as moléculas de um líqui-
do ou de um gás. Esse posicionamento determinado é conhecido
como rede cristalina. À medida que a temperatura de um cristal é
aumentada, mais energia térmica (calor) é absorvida pelos átomos ou
moléculas, e seu movimento de vibração aumenta. À medida que a
distância entre os átomos aumenta, o arranjo cristalino se desfaz e o
cristal se funde. Se a rede contiver apenas um tipo de átomo, como
no ferro puro, as condições serão as mesmas em todos os pontos da
rede, e o cristal fundir-se-á a uma determinada temperatura (veja a
Figura 1).
Entretanto, se a rede contiver dois ou mais tipos de átomos, co-
mo em qualquer aço liga, a fusão pode se iniciar a uma temperatura
mas não ocorrer de forma completa até que seja atingida uma tempe-
ratura mais alta (veja a Figura 2). Isso cria uma situação em que exis-
te uma combinação de líquido e sólido dentro de uma faixa de
temperaturas.

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Figura 1 - Transformação sólido-líquido, ferro puro

Cada metal possui uma estrutura cristalina característica que se
forma durante a solidificação e assim permanece enquanto o material
ficar à temperatura ambiente. Entretanto, alguns metais podem sofrer
alterações na estrutura cristalina à medida que a temperatura muda,
fenômeno conhecido como transformação de fase. Por exemplo, o
ferro puro solidifica-se a 1.535°C, quando o ferro delta (Fe-δ) trans-
forma-se numa fase chamada ferro gama (Fe-γ). O ferro gama é co-
mumente conhecido como austenita, e é uma estrutura não magnéti-
ca. À temperatura de 910°C, o ferro puro transforma-se novamente
na estrutura de ferro delta, porém a essa temperatura a fase é deno-
minada ferro alfa (Fe-α). Essas duas fases possuem nomes diferen-
tes para separar claramente a fase a alta temperatura (Fe-δ) da fase a
baixa temperatura (Fe-α). A capacidade de os átomos de um material

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se transformarem em duas ou mais estruturas cristalinas a temperatu-
ras diferentes é definida como alotropia. Os aços são ligas metálicas
alotrópicas.

Figura 2 - Transformação sólido-líquido, liga metálica

Então os metais sólidos possuem uma estrutura cristalina na qual
os átomos de cada cristal são arrumados num modelo geométrico
específico. Esse arranjo ordenado de átomos, chamado de rede cris-
talina, é responsável por muitas das propriedades dos metais. As
estruturas de rede mais comuns encontradas nos metais estão lista-
das na Tabela I, e seus arranjos atômicos estão ilustrados na Figura
3.

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Estruturas cristalinas comuns dos metais
Cúbico de faces centradas [Figura 3(a)]
1
alumínio cobalto cobre ouro
2
ferro chumbo níquel prata
Cúbico de corpo centrado [Figura 3(b)]
cromo ferro2 molibdênio nióbio
3
titânio tungstênio vanádio zircônio3
Hexagonal compacto [Figura 3(c)]
1
cobalto magnésio estanho
3 3
titânio zinco zircônio
1
O cobalto é cúbico de faces centradas a altas tempe-
raturas e transforma-se em hexagonal compacto a
baixas temperaturas.
2
O ferro é cúbico de corpo centrado (Fe-δ) próximo à
temperatura de fusão e novamente a baixas tempera-
turas (Fe-α), mas a temperaturas intermediárias o
ferro é cúbico de faces centradas (Fe-γ).
3
O titânio e o zircônio são cúbicos de faces centradas
a altas temperaturas e hexagonais compactos a bai-
xas temperaturas.

Tabela I - Estruturas cristalinas comuns dos metais

Os elementos de liga, chamados de solutos, ficam localizados na
matriz do metal predominante em um ou em dois modos. Os átomos
de soluto podem ocupar os sítios da rede substituindo alguns dos
átomos da matriz, chamados de solvente. Alternativamente, se os
átomos de soluto forem suficientemente pequenos, eles podem se
ajustar nos espaços entre os átomos do solvente.

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Figura 3 - As três estruturas cristalinas mais comuns dos metais

Elemento de liga substitucional

Se os átomos do soluto ocuparem os lugares da rede conforme
está mostrado na Figura 4, então o tipo de liga é chamado de solução
sólida substitucional.

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Figura 4 - Soluções sólidas substitucionais

Elemento de liga intersticial

Quando os átomos do soluto forem pequenos em relação aos á-
tomos da matriz então eles podem se localizar (ou se dissolver) nos
espaços entre os átomos da matriz sem ocupar sítios da rede cristali-
na. Esse tipo de solução sólida é chamada intersticial, e é ilustrada na
Figura 5. Pequenas quantidades de carbono, nitrogênio e hidrogênio
podem se ligar intersticialmente ao ferro e a outros metais.

Figura 5 - Soluções sólidas intersticiais

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Ligas multifásicas

Às vezes os átomos do soluto não podem se dissolver comple-
tamente, tanto intersticial quanto substitucionalmente. O resultado em
tais casos é a formação de grupos atômicos mistos (diferentes estru-
turas cristalinas) dentro de uma única liga. Cada estrutura cristalina
diferente é designada uma fase e a liga é denominada liga multifási-
ca. As fases individuais podem se distinguir entre si pela observação
através de um microscópio com aumento de 50 a 2000 vezes quando
a liga é adequadamente preparada. O processo de lixar, polir, atacar
e examinar os metais com o auxílio de um microscópio é chamado de
metalografia. O ensaio metalográfico é um método de estudar as ca-
racterísticas dos metais e ligas metálicas.
Um exemplo de liga multifásica é o aço de baixo carbono perlítico
com estrutura cristalina composta de duas fases, a ferrita e os carbo-
netos de ferro.
Metais comerciais consistem de um elemento básico ou primário
e pequenas quantidades de um ou mais elementos de liga. Os ele-
mentos de liga podem ser intencionalmente acrescentados ou, então,
podem ser residuais. Metais comerciais podem ser ligas monofásicas
ou multifásicas. Cada fase possui sua própria estrutura cristalina.
O arranjo geral dos grãos, contornos de grão e fases presentes
numa liga metálica é chamado de microestrutura da liga. A
microestrutura é fortemente responsável pelas propriedades físicas e
mecânicas do metal. Ela é afetada pela composição química,
tratamento térmico e histórico mecânico do metal. A microestrutura é
afetada pela soldagem por causa de seus efeitos térmicos ou
mecânicos, ou ambos, mas as alterações ficam confinadas à região
da solda. As alterações metalúrgicas na região local do metal de base
(chamada de zona termicamente afetada) podem ter um profundo
efeito no desempenho em serviço de uma junta soldada.

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Grãos e contornos de grão

À medida que o metal é resfriado até seu ponto de solidificação,
um pequeno agrupamento de átomos começa a se arranjar numa
estrutura cristalina (veja a Figura 6). Esses pequenos cristais espa-
lhados no meio líquido encontram-se orientados em todas as direções
e, à medida que a solidificação continua, mais cristais se formam a
partir do metal líquido circundante. Normalmente os cristais assumem
a forma de dendritas, ou de uma estrutura em forma de árvore. Com a
continuação do processo de solidificação os cristais começam a se
tocar, dificultando sua liberdade de crescimento, de modo que o líqui-
do remanescente se solidifica na forma de cristais adjacentes até o
término da solidificação. Agora o sólido compõe-se de cristais indivi-
duais usualmente em orientações diferentes. O encontro dos cristais
entre si é denominado contorno de grão (veja a Figura 7).

Figura 6 - Processo de solidificação dos metais

Uma série de condições influencia o tamanho de grão inicial. É
importante saber que a taxa de resfriamento e a temperatura têm
grande influência na estrutura de grãos recentemente solidificada e
no tamanho de grão.

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Figura 7 - Contorno de grão (esquemático)

A formação dos primeiros cristais se inicia no local de menor
temperatura da solda. Esse local situa-se no ponto onde o metal fun-
dido e o metal de base não fundido se encontram. Com a continuação
do processo de solidificação pode ser observado que os grãos no
centro são menores e possuem uma textura mais fina que os grãos
localizados nos limites exteriores do depósito de solda (veja a Figura
8). Esse fenômeno ocorre porque, à medida que o metal de solda se
resfria, o calor do centro do depósito de solda dissipar-se-á em dire-
ção ao metal de base através dos grãos mais externos que se solidifi-
caram primeiro. Conseqüentemente, esses grãos permanecem, já no
estado sólido, mais tempo a altas temperaturas, o que favorece seu
crescimento. O tamanho de grão pode ter efeito na integridade da
solda no sentido que grãos pequenos são mais resistentes e mais
dúcteis que grãos grandes. Se surgir uma trinca, a tendência é que
ela se inicie na área onde os grãos são maiores.
Muitos fenômenos singulares que afetam as propriedades mecâ-
nicas de uma liga a baixas e a altas temperaturas ocorrem em con-
tornos de grão, onde o ordenamento dos átomos é irregular. Existem
muitos vazios ou átomos ausentes nos contornos de grão. Os espa-
ços entre os átomos podem ser maiores que o normal, permitindo que

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átomos individuais se desloquem com relativa facilidade. Por causa
disso, a difusão dos elementos (o movimento dos átomos individuais)
através da rede cristalina do solvente geralmente acontece mais rapi-
damente nos contornos de grão que em seu interior. A desordem re-
sultante torna mais fácil para átomos grandes segregarem nos con-
tornos de grão. Tais segregações levam freqüentemente à formação
de fases indesejáveis que afetam adversamente as propriedades do
metal como redução da ductilidade ou aumento da susceptibilidade à
fissuração durante a soldagem ou tratamento térmico.

Figura 8 - Processo de solidificação de uma junta soldada

Metais com granulação fina possuem geralmente melhores pro-
priedades mecânicas para serviço à temperatura ambiente e a baixas
temperaturas. Por outro lado, metais com granulação grosseira apre-
sentam geralmente melhor desempenho a altas temperaturas.
Para sumarizar essa seção deve ser compreendido que todos os
metais se compõem de cristais (grãos). A forma e as características
dos cristais são determinadas pelo arranjo de seus átomos. O arranjo
atômico de um elemento pode mudar a diferentes temperaturas, sen-
do que esse arranjo atômico — ou a microestrutura — determina as
propriedades dos metais.

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Influência dos elementos de liga

Ligar é o processo de adicionar um metal ou um não metal aos
metais puros tais como cobre, alumínio ou ferro. Desde o tempo em
que se descobriu que as propriedades dos metais puros poderiam ser
melhoradas adicionando-se outros elementos, os aços ligados torna-
ram-se mais conhecidos. Na realidade os metais que são soldados
raramente estão no estado puro. As propriedades mais importantes
que podem ser melhoradas pela adição de pequenas quantidades de
elementos de liga são a dureza, a resistência mecânica, a ductilidade
e a resistência à corrosão. Os elementos de liga mais comuns e seus
efeitos nas propriedades dos aços são os seguintes:

Carbono (C)

O carbono é o elemento mais eficaz, mais empregado e de me-
nor custo disponível para aumentar a dureza e a resistência dos aços.
Uma liga contendo até 2,0% de carbono em combinação com o ferro
é denominada aço, enquanto que a combinação com teor de carbono
acima de 2,0% é conhecida como ferro fundido. Embora o carbono
seja um elemento de liga desejável, teores altos desse elemento po-
dem causar problemas; por isso, é necessário um cuidado especial
quando se soldam aços de alto teor de carbono e ferro fundido.

Enxofre (S)

O enxofre é normalmente um elemento indesejável no aço por-
que causa fragilidade. Pode ser deliberadamente adicionado para
melhorar a usinabilidade do aço. O enxofre causa a quebra dos cava-
cos antes que eles se enrolem em longas fitas e obstruam a máquina.

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Normalmente todo esforço é feito para reduzir o teor de enxofre para
o menor nível possível porque ele pode criar dificuldades durante a
soldagem.

Manganês (Mn)

O manganês em teores até 1,0% está normalmente presente em
todos os aços de baixa liga como agente desoxidante ou dessulfuran-
te. Isso significa que ele prontamente se combina com o oxigênio e o
enxofre para neutralizar o efeito indesejável que esses elementos
possuem quando estão em seu estado natural. O manganês também
aumenta a resistência à tração e a temperabilidade dos aços.

Cromo (Cr)

O cromo, combinado com o carbono, é um poderoso elemento de
liga que aumenta a dureza dos aços. Adicionalmente as suas proprie-
dades de endurecimento, o cromo aumenta a resistência à corrosão e
a resistência do aço a altas temperaturas. É o principal elemento de
liga dos aços inoxidáveis.

Níquel (Ni)

A principal propriedade do aço que é melhorada pela presença
do níquel é sua ductilidade ou sua tenacidade ao entalhe. A esse res-
peito é o mais eficaz dos elementos de liga para melhorar a resistên-
cia ao impacto do aço a baixas temperaturas. Consumíveis com alto
teor de níquel são empregados para soldar os diversos tipos de ferro
fundido. É também utilizado combinado com o cromo para dar origem
ao grupo denominado aços inoxidáveis austeníticos.

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Molibdênio (Mo)

O molibdênio aumenta fortemente a profundidade de têmpera ca-
racterística do aço. É muito usado em combinação com o cromo para
aumentar a resistência do aço a altas temperaturas. Esse grupo de
aços é referido como aços ao cromo-molibdênio.

Silício (Si)

A função mais comum do silício nos aços é como agente desoxi-
dante. Normalmente aumenta a resistência dos aços, mas quantida-
des excessivas podem reduzir a ductilidade. Em consumíveis de sol-
dagem é algumas vezes adicionado para aumentar a fluidez do metal
de solda.

Fósforo (P)

O fósforo é considerado um elemento residual nocivo nos aços
porque reduz fortemente sua ductilidade e tenacidade. Normalmente
todo esforço é feito para reduzir o teor de fósforo para os menores
níveis possíveis. Entretanto, em alguns aços o fósforo é adicionado
em quantidades muito pequenas para aumentar sua resistência.

Alumínio (Al)

O alumínio é basicamente empregado como um agente desoxi-
dante dos aços. Ele pode também ser adicionado em quantidades
muito pequenas para controlar o tamanho dos grãos.

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Cobre (Cu)

O cobre contribui fortemente para aumentar a resistência à cor-
rosão dos aços carbono pelo retardamento da formação de carepa à
temperatura ambiente, porém altos teores de cobre podem causar
problemas durante a soldagem.

Nióbio (Nb)

O nióbio é empregado em aços inoxidáveis austeníticos como es-
tabilizador de carbonetos. Já que o carbono nos aços inoxidáveis
diminui a resistência à corrosão, um dos modos de torná-lo ineficaz é
a adição de nióbio, que possui maior afinidade pelo carbono que o
cromo, deixando este livre para a proteção contra a corrosão.

Tungstênio (W)

O tungstênio é usado nos aços para dar resistência a altas tem-
peraturas. Ele também forma carbonetos que são extremamente du-
ros e portanto possuem excepcional resistência à abrasão.

Vanádio (V)

O vanádio mantém o tamanho de grão pequeno após tratamento
térmico. Ele também ajuda a aumentar a profundidade de têmpera e
resiste ao amolecimento dos aços durante os tratamentos térmicos de
revenimento.

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Nitrogênio (N)

Usualmente é feito todo esforço para eliminar o hidrogênio, o oxi-
gênio e o nitrogênio dos aços porque sua presença causa fragilidade.
O nitrogênio tem a capacidade de formar estruturas austeníticas; por
isso, é ocasionalmente adicionado aos aços inoxidáveis austeníticos
para reduzir a quantidade de níquel necessária e, portanto, os custos
de produção desses aços.

Sumário de elementos de liga

Deve ser entendido que a adição de elementos a um metal puro
pode influenciar a forma cristalina da liga resultante. Se um metal
puro possuir características alotrópicas (capacidade de um metal
alterar sua estrutura cristalina) a uma temperatura específica, então
essa característica ocorrerá a uma faixa de temperatura no metal
ligado, e não a uma determinada temperatura como é típico de metais
puros. A faixa à qual a mudança ocorre pode ser estreita ou larga,
dependendo das ligas e das quantidades de elementos de liga adi-
cionados. Todas essas transformações induzidas por elementos de
liga dependem do aporte térmico e da taxa de resfriamento. Esses
fatores são controlados na siderúrgica, mas como a atividade de sol-
dagem envolve aquecimento e resfriamento heterogêneos do metal, é
necessário um cuidado especial durante a soldagem de aços de bai-
xa, média e alta liga.

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Tratamentos térmicos

A temperatura à qual o metal é aquecido, o período de tempo em
que ele é mantido àquela temperatura e a taxa sob a qual ele é resfri-
ado, todos esses parâmetros influenciam na estrutura cristalina do
metal. Essa estrutura cristalina, normalmente denominada microestru-
tura, determina as propriedades específicas dos metais. Há vários
modos de se manipular a microestrutura, seja na siderúrgica ou no
procedimento de soldagem. Dentre os métodos mais comuns de se
manipular a microestrutura estão os tratamentos térmicos.
Tratamentos térmicos raramente são requeridos para aços de
baixo carbono ou estruturais, embora sejam ocasionalmente empre-
gados para evitar empenamento ou para garantir baixa dureza e facili-
tar a usinagem.

Pré-aquecimento

Os metais em sua maioria são bons condutores de calor. Conse-
qüentemente o calor na região de soldagem é rapidamente escoado
por toda a massa envolvida no processo, acarretando um resfriamen-
to relativamente rápido. Em alguns metais esse resfriamento rápido
pode contribuir para a formação de microestruturas prejudiciais na
região de soldagem. O pré-aquecimento da junta a ser soldada é uma
maneira de reduzir a taxa de resfriamento do metal. A temperatura de
pré-aquecimento pode variar de 50°C a 540°C, sendo mais comu-
mente aplicada na faixa de 150°C a 200°C.
Durante a soldagem de aços de alto carbono ou de alta liga exis-
te o perigo de que o depósito de solda e a zona termicamente afetada
contenham altos percentuais de martensita, um constituinte duro do
aço. Tais soldas possuem alta dureza e baixa ductilidade e podem

24


mesmo vir a trincar durante o resfriamento. O objetivo do pré-
aquecimento (e também do pós-aquecimento) é manter o teor de
martensita da solda a um nível mínimo. De ambos os tratamentos
resultam melhor ductilidade, baixa dureza e menor probabilidade de
fissuração durante o resfriamento.
A martensita forma-se realmente durante o resfriamento da solda
e da zona termicamente afetada. A quantidade de martensita formada
pode ser limitada reduzindo-se a taxa de resfriamento da solda. O
pré-aquecimento aumenta a temperatura do metal vizinho à solda, de
tal modo que o gradiente de temperatura (isto é, a diferença de tem-
peratura) entre a solda e sua vizinhança fique reduzido. O resultado é
que a zona de soldagem aquecida resfria-se mais lentamente, visto
que a taxa de resfriamento é diretamente proporcional ao gradiente
de temperatura entre as massas quente e fria.
Em resumo, o pré-aquecimento reduz:
o risco de trincas por hidrogênio;
as tensões de contração;
a dureza na zona termicamente afetada (ZTA).
Se esses tratamentos térmicos devem ou não ser aplicados de-
pende do teor de carbono e de outros elementos de liga no metal
sendo soldado. Se corpos de prova soldados sem tratamento térmico
apresentarem baixa ductilidade ou dureza muito alta, é indicativo da
necessidade de pré-aquecimento ou pós-aquecimento. Além da com-
posição química, a rigidez da junta a ser soldada e o processo de
soldagem também influenciam a necessidade de se realizar um pré-
aquecimento.
A necessidade do pré-aquecimento aumenta com os seguintes
fatores:
teor de carbono do material de base;
teor de ligas do material de base;
tamanho da peça;

25


temperatura inicial;
velocidade de soldagem;
diâmetro do consumível.

Como determinar a temperatura de pré-aquecimento

A composição do material de base deve ser conhecida para se
escolher a temperatura de pré-aquecimento correta, pois ela é contro-
lada por dois principais fatores:
o teor de carbono do material de base;
o teor de ligas do material de base;
Basicamente quanto maior for o teor de carbono do material de
base, maior será a temperatura de pré-aquecimento requerida. Esse
raciocínio se aplica também ao teor de ligas, mas num grau levemen-
te menor.
Um método simples para determinar a necessidade de pré-
aquecimento de uma solda é o do carbono equivalente (Ceq). A tem-
perabilidade de um aço está relacionada ao seu teor de carbono a-
crescido dos teores de certos elementos de liga.
Quanto maior for o carbono equivalente maior será a temperatura
de pré-aquecimento requerida.
Outros fatores importantes para se determinar a temperatura de
pré-aquecimento são a espessura e o tamanho do componente. A
temperatura de pré-aquecimento aumenta com o tamanho e a espes-
sura do componente.
Para o cálculo do carbono equivalente determina-se o teor apro-
ximado de outros elementos de liga que produzem a mesma dureza
que 1% de carbono. Então o carbono equivalente (Ceq), que é uma
indicação da temperabilidade, pode ser calculado por:

26


%Mn %Ni %Mo %Cr %Cu
[4] C eq = %C + + + + +
6 15 4 5 13

NOTA: O Ceq calculado da análise de panela é normalmente menor que o Ceq
baseado na análise do produto por causa da segregação que ocorre no lingo-
te.
Essa fórmula é válida quando os teores estão dentro das faixas:
%C < 0,50
%Mn < 1,60
%Ni < 3,50
%Mo < 0,60
%Cr < 1,00
%Cu < 1,00
Outra equação para o carbono equivalente, largamente utilizada,
é dada pelo IIW (International Institute of Welding):

%Mn %Cr + %Mo + %V %Ni + %Cu
[5] C eq = %C + + +
6 5 15

A espessura do metal de base pode tornar necessário o pré-
aquecimento mesmo para aços de baixo carbono. Existem vários
métodos para se calcular a temperatura de pré-aquecimento conside-
rando também a espessura, sendo as Equações [6] e [7] as mais
usuais.

[6] Temperatur a de pré - aqueciment o ( o C) = 350 × C eqtotal − 0,25

onde

[7] C eqtotal = 0,005 × C eq × espessura (mm)

27


onde o carbono equivalente pode ser calculado pelas Equações [4] ou
[5] ou mesmo por outra fórmula mais conveniente.
A Tabela II fornece valores sugeridos de temperaturas de pré-
aquecimento para diferentes valores de carbono equivalente:

Carbono equivalente Temperatura de
Ceq pré-aquecimento
(%) recomendada
< 0,30 opcional
0,31 - 0,45 100°C - 200°C
0,45 - 0,60 200°C - 250°C
> 0,60 250°C - 300°C
Aços ferramenta,
aços mola,
~ 300°C
aços de composição
desconhecida

Tabela II - Temperatura de pré-aquecimento recomendada x Ceq

Alguns aços, particularmente aqueles possuindo carbono equiva-
lente maior que 0,45%, podem requerer, além de pré-aquecimento,
pós-aquecimento. Esses tratamentos são especialmente recomenda-
dos para a soldagem de seções espessas. Entretanto, para a maioria
dos aços carbono e de baixa liga, apenas o pré-aquecimento é ne-
cessário de um modo geral.
O pré-aquecimento a 120 - 150°C é geralmente empregado na
soldagem multipasse em seções de espessura maior que 25 mm para
reduzir a susceptibilidade da solda à fissuração.
Quando a temperatura de pré-aquecimento correta for determi-
nada é essencial que esta temperatura seja medida e mantida duran-
te a operação de soldagem. Normalmente todas aplicações que re-
querem pré-aquecimento requerem também resfriamento lento.

28


Pós-aquecimento

Pós-aquecimento, dentro deste contexto, significa o aquecimento
da junta soldada imediatamente após a solda ter sido realizada. É
bem diferente de outros tratamentos executados após o resfriamento
da solda tais como alívio de tensões, revenimento e recozimento.
O pós-aquecimento tem a mesma função do pré-aquecimento:
mantém a temperatura da peça em um nível suficientemente elevado
de tal maneira que a junta soldada resfrie lentamente. Assim como no
pré-aquecimento, o resultado é uma ductilidade maior na região da
solda. O pós-aquecimento raramente é aplicado de forma isolada; é
quase sempre conjugado com o pré-aquecimento.
O pós-aquecimento é mais freqüentemente empregado em aços
altamente temperáveis, mas algumas vezes é utilizado em aços me-
nos temperáveis se for difícil a aplicação de um pré-aquecimento
adequado devido à dimensão das peças sendo soldadas.
Além do pré-aquecimento e do pós-aquecimento vários outros
tratamentos térmicos são empregados em juntas soldadas para influ-
enciar nas propriedades do metal de solda:
alívio de tensões;
recozimento pleno;
normalização;
têmpera;
revenimento.
Esses tratamentos são similares de dois pontos de vista. Primei-
ro, usualmente requerem temperaturas mais altas que o pré-
aquecimento e o pós-aquecimento. Segundo, embora sejam ativida-
des de "pós-aquecimento" no sentido de que são aplicados após a
solda ter sido executada, diferem do pós-aquecimento no fato de que
a solda é deixada resfriar antes que o tratamento seja iniciado. São

29


largamente utilizados em soldas de aços carbono bem como de aços
de baixa, média e alta liga.

Alívio de tensões

Os metais se expandem quando aquecidos e se contraem quan-
do resfriados. A dilatação é diretamente proporcional à variação de
temperatura ou, de outro modo, à quantidade de calor aplicada. Numa
junta soldada o metal mais próximo da solda está sujeito às mais
altas temperaturas e, à medida que aumenta a distância da solda, a
temperatura máxima atingida diminui. O aquecimento heterogêneo
causa contração–expansão também heterogênea e pode causar dis-
torções e tensões internas no metal de solda. Dependendo de sua
composição e aplicação o metal pode não ser capaz de resistir a es-
sas tensões e trincar ou pode ocorrer falha prematura da peça. Uma
maneira de minimizar essas tensões ou de aliviá-las é pelo aqueci-
mento uniforme da estrutura após a soldagem ter sido realizada. O
metal é aquecido a temperaturas logo abaixo do ponto onde possa
ocorrer alguma alteração microestrutural e então é resfriado lenta-
mente.
Seguindo a atividade de soldagem, o resfriamento e a contração
do metal de solda originam tensões na solda e nas regiões adjacen-
tes. O objetivo do alívio de tensões é reduzir essas tensões. Esse
tratamento leva a junta soldada a uma condição mais durável; a ducti-
lidade é aumentada sobremaneira, embora a resistência mecânica
diminua ligeiramente. Certos códigos permitem maiores tensões de
projeto, desde que seja aplicado o alívio de tensões. Tipicamente, o
alívio de tensões consiste no aquecimento da peça a uma temperatu-
ra em torno de 600°C e em sua manutenção por uma hora para cada
25 mm de espessura. O conjunto é então resfriado lentamente em ar
calmo até 300°C. Se temperaturas altas como 600°C forem impraticá-
veis, podem ser empregadas temperaturas mais baixas com um tem-

30


po de encharcamento mais longo. A Tabela III ilustra os tempos reco-
mendados conforme a temperatura empregada para o alívio de ten-
sões.

TEMPO E TEMPERATURA DE ALÍVIO DE TENSÕES
Temperatura Tempo
(°C) (h/25 mm)

595 1
565 2
535 3
510 5
480 10

Tabela III - Tempo e temperatura de alívio de tensões

Recozimento pleno

O recozimento pleno possui outra função adicional em relação ao
alívio de tensões simples: além de levar a peça soldada a uma condi-
ção sem tensões, assegura ductilidade e baixa dureza à solda e à
zona termicamente afetada. Além disso, consegue-se também uma
microestrutura fina e uniforme.
Esse tratamento térmico consiste:
no aquecimento do conjunto 30°C a 60°C acima da temperatura
crítica, isto é, aquela em que ocorre a alteração microestrutural
(nos aços, de 840°C até 1.000°C):
na manutenção do patamar de temperatura por um tempo sufici-
ente para promover uma mudança uniforme;
e no resfriamento lento do conjunto, usualmente dentro do forno.

31


Peças soldadas raramente sofrem recozimento porque tempera-
turas muito altas podem causar distorções na estrutura soldada.

Normalização

Esse tratamento é na realidade uma outra forma de recozimento.
As temperaturas utilizadas são as mesmas que no caso do recozi-
mento (usualmente 60°C acima da temperatura de transformação
microestrutural), mas a normalização pressupõe resfriamento em ar
calmo até a temperatura ambiente em vez de resfriamento no forno.
As tensões internas são aliviadas, porém a solda não fica com a
mesma ductilidade e baixa dureza obtidas com o recozimento pleno.
Pelos tratamentos térmicos de alívio de tensões e recozimento
ou normalização há uma restauração parcial ou completa das propri-
edades originais dos aços (veja a Figura 9).

Figura 9 - Alterações microestruturais e mecânicas decorrentes dos trata-
mentos térmicos pós-soldagem (esquemático)

32


Têmpera

A dureza de um aço pode ser aumentada aquecendo-o de 30°C a
60°C acima da temperatura de alteração microestrutural, e então
mergulhando o metal em uma solução líquida que rapidamente o
resfrie. O resfriamento rápido, conhecido como têmpera, forma uma
microestrutura denominada martensita, que distorce a rede cristalina
do aço e aumenta sua dureza e sua resistência mecânica. As solu-
ções de têmpera usadas nesse processo são classificadas de acordo
com a velocidade com que resfriam o metal, isto é, óleo (rápido), á-
gua (mais rápido) e salmoura (o mais rápido).

Revenimento

Depois que o metal sofre têmpera, é usualmente revenido. O re-
venimento é um processo no qual o metal é reaquecido até uma tem-
peratura abaixo de 725°C, mantido a essa temperatura por um certo
intervalo de tempo, e então resfriado até a temperatura ambiente. O
revenimento reduz a fragilidade que é característica dos aços tempe-
rados, produzindo portanto um balanço entre alta resistência e tena-
cidade. O termo tenacidade, aplicado aos metais, normalmente signi-
fica resistência à fratura frágil ou tenacidade ao entalhe sob certas
condições ambientais. Os aços que sofrem esse tipo de tratamento
térmico são conhecidos como aços temperados e revenidos.

33


Capítulo 2

Propriedades e ensaios dos
metais

A utilidade de um metal específico é determinada pelo clima e
condições nas quais ele será empregado. Um metal que é estampado
para transformar-se em um pára-lama de automóvel deve ser mais
macio e flexível que uma chapa de blindagem que sofrerá esforços
dinâmicos. Por outro lado, um material utilizado em um oleoduto em
ambiente de baixa temperatura deve apresentar desempenho bem
diferente de outro material empregado em caldeiras. Torna-se eviden-
te que, antes que um metal seja recomendado para uma aplicação
específica, devem ser avaliadas as propriedades físicas e mecânicas
do metal de base e do metal de solda projetados para a junta a ser
soldada.
Algumas das propriedades mais importantes dos metais do ponto
de vista da soldagem e as técnicas de avaliação são mostradas a
seguir.

Tensão

O conceito de tensão pode ser entendido como uma razão entre
a carga aplicada e a área resistente.

34


força
[8] tensão =
área

Normalmente, a carga é medida em:
quilograma-força (Kgf), que é o peso exercido por uma massa de
1 Kg;
newton (N);
libra-força (p).
A área resistente pode normalmente ser medida em:
milímetro quadrado (mm2), que é a área representada por um
quadrado de 1 mm de lado;
polegada quadrada (in2), que é a área representada por um qua-
drado de uma polegada de lado.
Podemos então relacionar as diversas grandezas nas unidades
do Sistema Internacional e do Sistema Inglês:

[9] 1 p = 4,448 N

[10] 1Kgf = 9,807 N

[11] 1 in = 25,4 mm

[12] 1 in 2 = 645,16 mm 2

Sistema Internacional:

MN N
[13] unidade de tensão = = = MPa
2
mm mm 2

Sistema Inglês:

p
[14] unidade de tensão = ksi = 1000 psi = 1000
in 2

35


Então, como se relacionam as unidades?

4,448 N N
[15] 1ksi = 1000 = 6,895 = 6,895 MPa
645,16 mm 2 mm 2

[16] 1 ksi = 6,895 MPa

[17] 1MPa = 145,0326 psi

Deformação

Considere que duas marcas sejam feitas na superfície de um
corpo de prova em estado não deformado e que L0 seja a distância
inicial entre as duas marcas. Carregando-se o corpo de prova haverá
um aumento na distância entre as duas marcas, de modo que a nova
distância entre elas seja L.
A deformação absoluta (deformation) é definida como a diferença
entre as distâncias final e inicial.

[18] deformação absoluta (mm) = ∆L = L - L 0

A deformação relativa (strain) é definida como a variação relativa
nas dimensões, isto é, a razão entre a diferença entre as dimensões
final L e inicial L0 e a dimensão inicial L0. Não importa em que unidade
de comprimento as dimensões sejam medidas, porque a deformação
é uma grandeza adimensional.

L L - L0
[19] deformação relativa = =
L0 L0

36


Ensaio de tração

A resistência à tração é um dos mais importantes fatores na sele-
ção do material, especialmente se for membro estrutural, parte de
uma máquina ou de um vaso de pressão.
O ensaio de tração é realizado conforme está mostrado na Figura
10. O corpo de prova é usinado para as dimensões exatas estabele-
cidas por norma e preso à máquina de tração em ambas as extremi-
dades. Ele é então tracionado até o ponto de ruptura e as informa-
ções são registradas num gráfico.

Figura 10 - Equipamento para ensaios de tração

O teste de tração fornece quatro informações básicas:
limite de escoamento;
limite de resistência;
alongamento;

37


redução de área.

Limite de escoamento

Quando um metal é tracionado até seu limite de escoamento, ele
sofre um aumento no comprimento, porém retorna as suas dimensões
originais quando cessa o esforço ao qual havia sido submetido. Di-
zemos que esteve sob o regime elástico, representado pela letra A da
Figura 11. À medida que a carga aumentar, o metal atingirá um ponto
além do qual o corpo de prova não mais retornará a sua dimensão
original quando cessar a carga.

Figura 11 - Curva carga–alongamento

A tensão limite de escoamento é definida como o ponto em que o
metal atinge o limite de suas características elásticas, não mais retor-
nando a sua forma original. A unidade dessa grandeza é N/mm2 ou
MPa.
A fórmula para se calcular a tensão limite de escoamento (LE) é

carga de escoamento (N)
[20] LE (MPa) =
área da seção resistente inicial (mm 2 )

38


Limite de resistência

Uma vez que o metal excedeu seu limite de escoamento, conti-
nuará a se deformar e, se a carga for subitamente aliviada, não retor-
nará a sua forma original, mas permanecerá com uma deformação
residual. Esse fenômeno é denominado deformação plástica e está
representado pela letra B da Figura 11. A deformação plástica aumen-
ta para promover um alívio nas tensões trativas, tornando-se neces-
sário que a carga continue aumentando para continuar a deformar
plasticamente o metal. Finalmente chega-se a um ponto em que o
metal não consegue mais sofrer deformação plástica e a carga atinge
seu valor máximo. Dizemos que o material atingiu sua capacidade
máxima de encruamento.
A tensão limite de resistência é definida como o ponto em que o
corpo de prova atinge a carga máxima durante o ensaio de tração. A
unidade dessa grandeza é N/mm2 ou MPa.
A fórmula para se calcular a tensão limite de resistência (LR) é

carga máxima (N)
[21] LR (MPa) =
área da seção resistente inicial (mm 2 )

Alongamento

Antes que um corpo de prova de tração seja colocado na máqui-
na duas marcas devem ser feitas a uma determinada distância na
parte útil do corpo de prova. Após a fratura do corpo de prova a dis-
tância entre as marcas é medida e o alongamento é calculado toman-
do-se como referência a distância original entre as duas marcas (veja
a Figura 11). O valor do alongamento é percentual (%) e fornece uma
indicação da ductilidade do metal à temperatura ambiente.
A fórmula para se calcular o alongamento (AL) é

39


compriment o final (mm) - compriment o inicial (mm)
[22] AL (%) = × 100
compriment o inicial (mm)

Redução de área

À medida que o corpo de prova é carregado até o ponto de fratu-
ra, a área da seção resistente diminui, veja a Figura 11. Essa área
reduzida é calculada e registrada como um percentual da área da
seção original do corpo de prova. O valor da redução de área é per-
centual (%) e mede a ductilidade ou a fragilidade relativa do metal.
A fórmula para se calcular a redução de área (RA) é

área inicial (mm 2 ) - área final (mm 2 )
[23] RA (%) = × 100
área inicial (mm 2 )

Ductilidade, tenacidade e fragilidade

O comportamento de um metal ou liga metálica em fratura pode
ter várias classificações, dependendo do critério abordado.
Sob o ponto de vista de energia absorvida durante o processo de
fratura, podemos ter a fratura frágil, associada com uma pequena
quantidade de energia absorvida e a fratura tenaz, onde é consumida
uma grande quantidade de energia antes de ocorrer a fratura.
Sob o ponto de vista da deformação plástica que ocorre na vizi-
nhança das superfícies de fratura, a fratura pode ser classificada co-
mo dúctil ou frágil. Quando a deformação plástica precedendo a fratu-
ra é intensa, dizemos que a fratura é dúctil. Como a deformação plás-
tica ocorre com consumo de energia, a fratura dúctil está vinculada a
um comportamento tenaz. Por outro lado, a fratura frágil é aquela que

40


ocorre com baixo nível de deformação plástica e portanto com pe-
queno consumo de energia.
Sob o ponto de vista de micromecanismos de fratura, podemos
dizer que a fratura dúctil normalmente ocorre por cisalhamento, en-
quanto que a fratura frágil ocorre por clivagem.
Assim, podemos sumarizar as diversas classificações dos pro-
cessos de fratura conforme mostra a Tabela IV:

Ponto de vista Classificação da Fratura
Modo cristalográfico cisalhamento clivagem
Aspecto da fratura fibrosa granular
Deformação plástica dúctil frágil
Energia absorvida tenaz frágil

Tabela IV - Diversas classificações dos processos de fratura

Encruamento

Quando os metais são deformados plasticamente à temperatura
ambiente ocorre uma série de alterações microestruturais. Cada grão
individual deve mudar sua forma para acompanhar a deformação
como um todo. À medida que a deformação prossegue cada grão é
deformado, e conseqüentemente ele se torna mais resistente e mais
duro, ficando mais difícil deformá-lo posteriormente, isto é, sua ducti-
lidade diminui. Esse comportamento é denominado encruamento
(work hardening), veja a Figura 12.

41


Figura 12 - Curva de encruamento (esquemática)

Da mesma forma, quando o metal é deformado abaixo de sua
temperatura crítica ocorre um aumento gradativo em sua dureza e
resistência e uma diminuição em sua ductilidade. Esse fenômeno é
conhecido como trabalho a frio (cold working).

Temperatura de transição

Normalmente os materiais apresentam uma variação de tenaci-
dade ou de ductilidade com a variação da temperatura. Metais com
estrutura cristalina cúbica de faces centradas como, por exemplo,
cobre, alumínio, níquel e aço inoxidável austenítico apresentam uma
42


queda suave de tenacidade com a diminuição da temperatura. Por
sua vez, metais com estrutura cristalina cúbica de corpo centrado
como, por exemplo, aços ferríticos, apresentam sensível queda em
tenacidade em uma certa faixa de temperatura. A Figura 13 ilustra, de
forma esquemática, a variação de tenacidade com a temperatura,
para ambos os tipos de estrutura cristalina.

Figura 13 - Curvas de ductilidade em função da temperatura

Deve ser notado que a causa da transição do comportamento
dos aços ferríticos de dúctil para frágil quando a temperatura diminui
é uma mudança no modo metalúrgico de fratura — de cisalhamento
para clivagem — por uma inibição dos micromecanismos de deforma-
ção plástica. Como uma conseqüência desse aumento da restrição à
deformação plástica, e não como uma causa, temos uma passagem
de escoamento em larga escala para escoamento restrito no compor-
tamento mecânico macroscópico do material, fazendo com que o
material frature logo após o limite de escoamento ser atingido.

43


Não só a temperatura, mas qualquer parâmetro que restrinja a
deformação plástica pode provocar uma queda na tenacidade ou na
ductilidade como, por exemplo, a taxa de deformação ou o estado de
tensões reinante.
O efeito da taxa de deformação na tenacidade ou na ductilidade
pode ser observado na Figura 14. Nota-se que, quanto maior for a
taxa de deformação, menor será a tenacidade ou a ductilidade.

Figura 14 - Efeito (esquemático) da taxa de deformação na tenacidade ou
ductilidade de metais com transição dúctil-frágil.

O comportamento sob deformação plana refere-se à fratura sob
tensões elásticas, que é essencialmente frágil. O comportamento
plástico refere-se à fratura dúctil sob condições de escoamento gene-
ralizado, normalmente acompanhado, mas não necessariamente, de
grandes lábios de cisalhamento. A transição entre os dois extremos é
a região elasto-plástica. A Figura 15 mostra a relação entre os micro-
mecanismos de fratura atuantes em cada região e a variação da te-
nacidade com a temperatura e taxa de deformação.

44


REGIÃO IE REGIÃO IIE REGIÃO IIIE
INICIAÇÃO CISALHAMENTO INICIAÇÃO POR
POR CLIVAGEM CRESCENTE CISALHAMENTO PURO
TENACIDADE À FRATURA

ESTÁTICO (E)

DINÂMICO (D)

0
REGIÃO ID REGIÃO IID REGIÃO IIID
PROPAGAÇÃO CISALHAMENTO PROPAGAÇÃO POR
POR CLIVAGEM CRESCENTE CISALHAMENTO PURO

TEMPERATURA

Figura 15 - Relação (esquemática) entre os micromecanismos de fratura,
tenacidade e taxa de deformação com a temperatura em metais
com transição dúctil-frágil.

Para carregamento estático, a região de transição ocorre a tem-
peraturas mais baixas que para carregamento dinâmico. Então, para
estruturas sujeitas a carregamento estático, a curva de transição está-
tica deve ser usada para prever seu comportamento em serviço, en-
quanto que, para estruturas sujeitas a carregamento dinâmico, usa-se
a curva de transição dinâmica. Da mesma forma, para estruturas su-
jeitas a taxas intermediárias de carregamento, usa-se a curva de
transição intermediária. Quando as taxas reais de carregamento não
são bem definidas, a curva de carregamento dinâmico é usada para
prever o comportamento da estrutura em serviço. Essa prática é con-
servadora e explica porque muitas estruturas que apresentam baixa
tenacidade ao entalhe, medida pelos ensaios de impacto, não falham,
mesmo com temperaturas de serviço bem abaixo da temperatura de
transição sob condições de carregamento dinâmico.

45


A presença de um entalhe (ou de outro concentrador de tensões)
em um componente, que pode alterar o estado de tensões reinante
para triaxial na região do entalhe, dificulta a deformação plástica e,
conseqüentemente, reduz a ductilidade (ou a tenacidade) a uma de-
terminada temperatura. A presença de um entalhe tende a aumentar a
temperatura de transição dúctil-frágil, tendo, portanto, um efeito simi-
lar ao aumento da taxa de deformação, como é mostrado na Figura
16.
DUCTILIDADE

SEM ENTALHE

COM ENTALHE

0

TEMPERATURA

Figura 16 - Efeito de concentradores de tensões na ductilidade de metais
com transição dúctil-frágil.

Ensaio de impacto Charpy

O ensaio de impacto Charpy tem sido extensivamente usado nos
ensaios mecânicos de produtos de aço e em pesquisa por mais de
quatro décadas.

46


O ensaio de impacto Charpy está relacionado com o
comportamento do material sujeito a carregamento dinâmico (altas
taxas de carregamento) e a um estado triaxial de tensões associado a
um entalhe em V.
As características essenciais para um ensaio de impacto são: um
corpo de prova adequado, um suporte no qual o corpo de prova é
colocado, um martelo com energia cinética conhecida e um dispositi-
vo de medição da energia absorvida na quebra do corpo de prova.
O corpo de prova padrão conforme a especificação ASTM E23
pode ser visto na Figura 17.

Figura 17 - Corpo de prova de impacto Charpy.

O dispositivo de ensaio, bem como o suporte para colocação do
corpo de prova, são mostrados na Figura 18.
O corpo de prova é colocado no suporte por meio de um disposi-
tivo de centralização. O martelo, preso a uma altura determinada para
fornecer uma energia cinética conhecida no momento do impacto com
o corpo de prova, é liberado e rompe o corpo de prova na região do
entalhe, continuando sua trajetória até uma certa altura. A medição da
energia absorvida no impacto é feita por meio de um cursor que a-
companha o martelo em todo o seu curso até seu retorno, indicando a
diferença entre a energia inicial e a energia final do martelo.
Para ensaios com temperatura controlada, o tempo entre a reti-
rada do corpo de prova do banho e a sua fratura não deve exceder
5 seg. O tempo de permanência do corpo de prova à temperatura de
ensaio deve ser de, no mínimo, 10 min para meios líquidos.

47


Figura 18 - Dispositivo de ensaio de impacto Charpy.

Após o ensaio, além da energia absorvida, podem ser medidas a
expansão lateral (em mm) e a aparência da fratura (em %), conforme
ilustrado na Figura 19 e na Figura 20.
A aparência da fratura pode ser facilmente calculada medindo-se
os parâmetros A e B e utilizando-se a Tabela V.

48


Figura 19 - Cálculo da expansão lateral

Figura 20 - Aparência da fratura

49


Tabela V - Percentual de fratura fibrosa para medidas feitas em milímetros
(%fratura frágil=100 – %fratura fibrosa)

As curvas de energia absorvida, expansão lateral ou percentual
de fratura por cisalhamento apresentam uma variação semelhante
com a temperatura, mostrada na Figura 21.

FRATURA DÚCTIL
ENERGIA ABSORVIDA

TRANSIÇÃO

FRATURA FRÁGIL

TEMPERATURA

Figura 21 - Energia absorvida na fratura em função da temperatura

O problema da fratura por clivagem — forma de fratura mais frá-
gil que pode ocorrer em materiais cristalinos — é tão sério que o en-

50


saio de impacto Charpy é freqüentemente usado em controle da qua-
lidade para a determinação da temperatura de transição e da energia
absorvida na fratura em determinadas temperaturas. Porém, o ensaio
de impacto Charpy não fornece uma determinada temperatura de
transição, mas uma faixa de transição.
Pode-se convencionar a temperatura de transição em função de
uma determinada energia absorvida, porém o valor da energia deve
ser calibrado para cada material, pois não existe uma relação única
entre a energia absorvida no ensaio de impacto Charpy e o compor-
tamento em serviço para todos os materiais.
Dessa maneira, a utilização de ensaios de impacto Charpy deve
ficar restrita ao âmbito do controle da qualidade de lotes de materiais
homogêneos.
Uma característica dos ensaios de impacto Charpy é a dispersão
de resultados, principalmente na faixa de transição. Por isso, um re-
sultado de ensaio é considerado normalmente como a média dos
resultados de três ensaios executados a uma mesma temperatura.
Em alguns casos, realizam-se cinco ensaios a uma temperatura, des-
prezando-se os valores máximo e mínimo e tomando-se como resul-
tado a média dos três valores intermediários.

Ensaio de queda livre de peso

Já foi citado no item anterior que o ensaio de impacto Charpy não
determina uma temperatura de transição, mas uma faixa temperatura
de transição.
Para se determinar com mais precisão e de forma padronizada e
reprodutível a temperatura de transição, foi desenvolvido em 1952,
pelo Laboratório de Pesquisas Navais dos Estados Unidos, o ensaio

51


de queda livre de peso, também conhecido como ensaio de impacto
Pellini.
W.S.Pellini e sua equipe usaram extensivamente o ensaio de
queda livre de peso para investigar as condições requeridas para
iniciação de fraturas frágeis em aços estruturais. Atualmente, esse
método de ensaio é padronizado pela especificação ASTM E208,
sendo aceito e utilizado pelo Código ASME. O objetivo desse ensaio é
determinar a temperatura de transição de ductilidade nula (NDT
temperature – nil-ductility transition temperature) em aços ferríticos
com espessura a partir de 16 mm.
Por convenção, a temperatura de transição de ductilidade nula
(temperatura NDT) é a máxima temperatura em que um corpo de
prova de queda livre de peso padronizado quebra, quando submetido
a esse método de teste.
O ensaio de queda livre de peso utiliza um conjunto de corpos de
prova especialmente preparados para nuclear uma trinca frágil nas
superfícies de tração através da deposição de um cordão de solda do
tipo revestimento duro na superfície oposta àquela que recebe o peso
em queda livre.
O corpo de prova usual, denominado P-2, apresenta as dimen-
sões nominais de 19x51x127 mm, podendo, entretanto, possuir di-
mensões alternativas, conforme mostrado na Figura 22.
O cordão de solda nucleador da trinca frágil é depositado em um
só passe no centro da superfície de tração do corpo de prova, deven-
do apresentar aproximadamente largura de 12,7 mm e comprimento
de 63,5 mm. Para facilitar a centralização do cordão o soldador pode
usar um gabarito de cobre com uma fenda central de dimensões
25x76 mm.

52


W

L

T

Dimensões (mm) P-1 P-2 P-3
Espessura (T) 25 ± 2,5 19 ± 1,0 16 ± 0,5
Largura (W) 350 ± 10 130 ± 10 130 ± 10
Comprimento (L) 90 ± 2,0 50 ± 1,0 50 ± 1,0
Comprimento da solda 63,5 ± 25,0 44,5 ± 25,0 44,5 ± 25,0

Figura 22 - Dimensões dos corpos de prova padronizados

Após a deposição do cordão de solda deve ser aberto um entalhe
com serra ou com disco abrasivo, conforme mostrado na Figura 23,
tomando-se cuidado para que o entalhe não atinja a superfície do
metal de base.
O corpo de prova deve ser colocado, com o cordão virado para
baixo, em um dispositivo mostrado na Figura 24, que permite a flexão
limitada do corpo de prova, quando atingido pelo peso caindo livre-
mente. O apoio mostrado na Figura 25 garante que o corpo de prova
não seja solicitado acima de seu limite de escoamento.
A temperatura de ensaio deve ser controlada com uma precisão
de ±1°C e o tempo decorrido entre a retirada do corpo de prova do
banho e a liberação do peso deve ser de, no máximo, 20 seg.

53


1,5 mm máx.

CORDÃO DE SOLDA
1,0 - 2,0 mm

METAL DE BASE

Figura 23 - Entalhe do cordão de solda

Esse ensaio é do tipo passa-não passa, ou seja, o corpo de pro-
va é considerado fraturado se for desenvolvida uma trinca até uma
aresta ou até ambas as arestas da superfície do corpo de prova con-
tendo o cordão de solda. O corpo de prova é considerado como não
fraturado se for desenvolvida uma trinca visível no cordão mas que
não se propaga para nenhuma das arestas da superfície tracionada.
O teste deve ser considerado como inválido se não se desenvolver
qualquer trinca visível no cordão de solda ou se não houver evidência
de que o corpo de prova encostou-se ao batente. A invalidação de um
ensaio pode decorrer de uma energia de impacto insuficiente, do uso
de um metal de adição insuficientemente frágil ou de algum desali-
nhamento no conjunto corpo de prova-dispositivo de ensaio. Qualquer
ensaio considerado inválido deve ser descartado.
A temperatura NDT é determinada após uma série de ensaios a
diferentes temperaturas, sendo definida como a máxima temperatura
à qual o corpo de prova não quebra. Para confirmação da temperatu-
ra NDT, deve-se obter pelo menos dois corpos de prova não quebra-
dos a uma temperatura 5°C acima da temperatura julgada como NDT.

54


Dimensões (mm) P-1 P-2 P-3
Abertura (S) 305 ± 1,5 100 ± 1,5 100 ± 1,5
Deflexão do esbarro (D) 7,60 ± 0,05 1,50 ± 0,05 1,90 ± 0,05
Espessura (C) ≥ 38 ≥ 38 ≥ 38
Comprimento (E) ≥ 90 ≥ 50 ≥ 50
Largura (F) ≥G ≥G ≥G
Altura (G) 50 ± 25 50 ± 25 50 ± 25
Raio (R) 1,0 ± 0,1 1,0 ± 0,1 1,0 ± 0,1
Largura do esbarro (H) ≥ 90 ≥ 50 ≥ 50
Largura do cordão (I) 22 ± 3 22 ± 3 22 ± 3
Profundidade do rebaixo (J) ≥ 10 ≥ 10 ≥ 10

Figura 24 - Dimensões do dispositivo de ensaio de queda livre de peso

O ensaio inicial deve ser conduzido a uma temperatura estimada
como NDT, baseando-se em dados da literatura ou em conhecimento
anterior do material. Recomenda-se que as temperaturas de ensaio
sejam múltiplas de 5°C.

55


Figura 25 - Apoio limitador da deflexão do corpo de prova

Uma outra abordagem é executar pelo menos dois ensaios a
uma temperatura determinada por requisito de projeto e obter resulta-
dos do tipo não quebrou, garantindo assim que o material apresenta
temperatura NDT abaixo da temperatura de projeto.
Uma característica importante do ensaio de impacto Pellini é sua
reprodutibilidade, que permite a obtenção da temperatura NDT com
grande precisão.
A filosofia desse ensaio é mostrar que, abaixo de uma determi-
nada temperatura, denominada NDT, o material circundando uma
zona frágil contendo uma descontinuidade planar (trinca) não é mais
capaz de impedir a propagação instável (catastrófica) de uma trinca
sob carregamento dinâmico.

56


Tenacidade à fratura

A Mecânica da Fratura Linear Elástica (MFLE) surgiu em função
das limitações na aplicação dos conceitos tradicionais para prever o
comportamento dos materiais sob a presença de descontinuidades
internas e superficiais. Dos estudos de mecânica da fratura efetuados
em materiais de baixa ductilidade resultou o conceito de tenacidade à
fratura do material, que se constitui, basicamente, na resistência de
um material à propagação de uma trinca.
Para que a tenacidade à fratura seja considerada uma proprieda-
de do material deve ser independente de tamanho, geometria e níveis
de carregamento para um material com uma determinada microestru-
tura. Uma medição confiável de tenacidade à fratura é um pré-
requisito para o projeto de componentes estruturais com base nos
princípios da Mecânica da Fratura.
Existem métodos padronizados para a determinação da tenaci-
dade à fratura sob condições de deformação plana (KIc), que são
válidos quando certas premissas oriundas dos estudos de MFLE são
atendidas, significando, em primeira análise, realizar ensaios com
corpos de prova de grande espessura em metais dúcteis.
Por sua vez, a Mecânica da Fratura Elasto-Plástica (MFEP) sur-
giu em função das limitações na aplicação, a materiais dúcteis, do
critério de tenacidade à fratura como uma propriedade do material.
Sob tais situações, a MFEP utiliza diversos métodos para lidar com
relações não lineares entre o campo de tensões e o de deformações,
como, por exemplo, o CTOD e a integral J.
O método CTOD baseia-se na medição do deslocamento da a-
bertura da ponta da trinca como parâmetro crítico de iniciação do
processo de fratura. O método da integral J introduz um tratamento
matemático que relaciona campos de tensões e deformações ao lon-
go de um caminho ao redor da ponta da trinca. Apesar de estes mé-
57


todos já estarem bem desenvolvidos experimentalmente, o problema
ainda não está analiticamente resolvido, com cada método apresen-
tando suas limitações.

Ensaio CTOD

O termo CTOD, que é a abreviatura da expressão inglesa crack
tip opening displacement, representa a distância entre as duas super-
fícies de uma trinca, medida na ponta da trinca.
O processo de fratura de um metal dúctil pressupõe que, antes
que a trinca se propague, ocorra uma deformação plástica localizada
em sua vizinhança, que é denominada a zona plástica na ponta da
trinca. A plastificação da ponta da trinca — fenômeno conhecido tam-
bém como embotamento (blunting) — ocorre antes de sua propaga-
ção, em conseqüência da concentração de tensões devido à presen-
ça da trinca, que causa um aumento localizado da tensão a um valor
acima da tensão limite de escoamento do material. Para haver cres-
cimento de uma trinca, é necessário que a abertura na ponta da trinca
(CTOD) atinja um valor crítico dependente do material, da temperatu-
ra, da taxa de deformação (para materiais sensíveis a este parâme-
tro) e do estado de tensões reinante na ponta da trinca (condições de
tensão plana ou de deformação plana).
O valor crítico de CTOD, dependendo do critério de falha que se
utilize, pode ser interpretado como o CTOD de início de propagação
estável da trinca (CTOD de iniciação, δi), ou o CTOD de início de pro-
pagação instável da trinca (δc ou δu), ou o CTOD de carga máxima
(δm).
Inicialmente, os corpos de prova para o ensaio de CTOD eram
apenas entalhados, sem abertura da pré-trinca de fadiga. Contudo, a
presença da pré-trinca de fadiga mostrou-se importante porque simu-
58


la uma condição mais crítica de trinca real na peça e também porque
mantém uma continuidade com o ensaio de KIc (ensaio da mecânica
da fratura linear elástica similar ao ensaio CTOD, e realizado para
materiais de baixa ductilidade). Atualmente os corpos de prova mais
empregados podem ser observados na Figura 26, na Figura 27 e na
Figura 28.

Figura 26 - Corpo de prova compacto [C(T)]

Figura 27 - Corpo de prova preferencial [SE(B)]
59


Figura 28 - Corpo de prova subsidiário [SE(B)]

A profundidade do entalhe deve ser de, no máximo, 0,45 W, de
tal modo que a trinca possa ser estendida por fadiga até aproxima-
damente 0,45 W. É importante notar que as dimensões ao e W são
conseqüência de uma escolha anterior da espessura, B.
O objetivo de entalhar o corpo de prova é simular um plano de
trinca ideal com uma ponta bem aguda — raio essencialmente nulo —
para seguir as considerações assumidas na análise da tenacidade à
fratura. Como a trinca de fadiga é considerada a mais aguda que se

60


pode conseguir em um laboratório, o entalhe usinado é estendido por
fadiga. A trinca de fadiga deve ser propagada pelo menos 0,05 W à
frente do entalhe usinado para eliminar quaisquer efeitos de geome-
tria ou encruamento do entalhe. Alguns exemplos de entalhe usinado
são mostrados na Figura 29. O entalhe chevron tem várias vanta-
gens, comparado com o entalhe em linha reta, porque mantém a trin-
ca plana e assegura que ela se estenda bem além da raiz do entalhe
(0,05 W). Além disso, a usinagem do entalhe chevron é mais simples,
pois pode ser executada por uma operação de aplainamento, enquan-
to que o entalhe em linha reta deve ser usinado por fresamento ou
por eletro-erosão, para produzir um raio de fundo o mais agudo e o
mais uniforme possível. Para corpos de prova de juntas soldadas, o
entalhe chevron é altamente recomendável, principalmente em soldas
sem alívio de tensões.

Figura 29 - Geometria do entalhe para corpos de prova de CTOD

Com a introdução da pré-trinca de fadiga, tornou-se necessário o
desenvolvimento de uma equação que calculasse o valor de CTOD a
partir de medições da abertura na boca da trinca. O CTOD é, assim,
calculado por simples relações geométricas de semelhança de triân-
gulos, mas isso é apenas uma aproximação, visto que o ponto de
rotação move-se de uma posição inicial, próxima à ponta da trinca,
61


até uma posição aproximadamente na metade do ligamento rema-
nescente por ocasião do colapso plástico.
No corpo de prova é desenvolvida uma pré-trinca de fadiga com
uma carga máxima dada por

2
B b o σ LE
[24] Pf = 0,5
S

e

Pmín
[25] = 0,1
Pmáx

A equação mais utilizada atualmente para o ensaio CTOD é a
adotada pelas normas BS-7448 e ASTM E 1820:

[26] δ=
(
K 2 1− ν2
+
) rp (W − a o )
2σ LEE rp (W − a o ) + a o + z

onde

YP
[27] K=
B W 1/ 2

[28] Y=
{ [
6 (ao / W )1/ 2 1,99 − (ao / W ) [1 − (ao / W )] 2,15 − 3,93 (ao / W ) + 2,7 (ao / W )2 ]}
(1 + 2ao / W )(1 − ao / W )3 / 2

[29] rp = 0,4(1 + α )

[30] α = 0,1

O ensaio pode ser controlado por deslocamento do pistão (ou
cabeçote) na linha de aplicação da carga ou por abertura do clip-gage
montado na boca da trinca (veja o dispositivo de ensaio na Figura 30).
62


Figura 30 - Dispositivo de ensaio CTOD

É feito um registro da carga aplicada versus deslocamento da
abertura do clip-gage, que resulta normalmente em um dos cinco
gráficos mostrados na Figura 31.

Figura 31 - Tipos de registro de carga versus deslocamento do clip-gage

63


As cargas e deslocamentos correspondentes aos eventos espe-
cíficos no processo de iniciação e extensão da trinca são usados para
determinar os valores de CTOD correspondentes. Para valores de δc,
δu e δm a carga e o deslocamento do clip-gage correspondentes são
obtidos diretamente dos gráficos.
No caso de uma curva contínua suave, na qual a carga aumenta
com o aumento do deslocamento até o início de propagação instável
da trinca (ou pop-in), e onde não ocorreu um significativo crescimento
estável da trinca, o CTOD crítico, δc, deve ser determinado a partir da
carga e da componente plástica do deslocamento do clip-gage cor-
respondentes aos pontos Pc e vc mostrados na Figura 31a e na Figura
31b.
No caso em que uma significativa extensão estável da trinca pre-
cede a extensão instável da trinca (ou pop-in), ou quando ocorre um
patamar de carga máxima, as curvas carga versus deslocamento
serão dos tipos mostrados na Figura 31c, na Figura 31d e na Figura
31e, onde são mostrados os valores de P e v a serem usados no
cálculo de δu (Figura 31c e Figura 31d) ou δm (Figura 31e).
Se o pop-in for atribuído a uma extensão instável da trinca aprisi-
onada no plano da pré-trinca de fadiga, o resultado deve ser conside-
rado como uma característica do material testado. Esta extensão de
trinca por pop-in pode ser avaliada por uma mudança na flexibilidade,
que se traduz em uma descontinuidade na curva P versus Vg, e tam-
bém por um exame nas superfícies de fratura após o teste. Quando
este exame não mostrar evidências claras de que a máxima extensão
de pop-in excedeu 0,04 bo, o seguinte procedimento pode ser usado
para avaliar a significância de pequenos pop-ins, referentes à Figura
32: trace a tangente OA e uma linha paralela BC passando pelo ponto
de carga máxima associado com o pop-in; trace a linha BD paralela
ao eixo da carga; marque o ponto E em 0,95 BD, trace a linha CEF;
marque o ponto G em que a carga volta a aumentar. Se o ponto G

64


estiver dentro do ângulo BCF, o pop-in pode ser ignorado; caso con-
trário, os valores de δc ou δu devem ser calculados no ponto B.

Figura 32 - Significância de pop-in

65


Os valores críticos de CTOD como, por exemplo, δc, δi e δu serão
validados se atenderem às seguintes condições:
estes valores de CTOD devem ser menores ou iguais a δm;
as diferenças entre as sete medições centrais da pré-trinca de
fadiga não devem exceder 0,05 W;
a diferença entre o máximo e o mínimo das nove medições da
pré-trinca de fadiga não deve exceder 0,10 W;
a frente da pré-trinca de fadiga deve estar afastada do entalhe
usinado de pelo menos 0,025 W ou 1,3 mm, o que for menor;
o plano da superfície da pré-trinca de fadiga não deve exceder
um ângulo de 10° do plano do entalhe; e
a frente da pré-trinca de fadiga não deve ser multiplanar nem
ramificada.

Ensaio de dureza

A resistência de um metal a penetrações é uma medida de sua
dureza e também uma indicação de sua resistência. Para executar o
ensaio de dureza, uma carga fixa força o penetrador no corpo de
prova. A profundidade de penetração ou o tamanho da impressão é
medido. A medição é convertida para um número de dureza através
do emprego de uma série de tabelas bem estabelecidas. As tabelas
mais comuns são a Brinell, Vickers, Knoop e Rockwell. A dureza
Rockwell é adicionalmente dividida em diferentes escalas e, depen-
dendo do material a ser testado, da forma do penetrador e da carga
aplicada, as tabelas de conversão podem diferir. Por exemplo, um
material relacionado como tendo uma dureza nas escalas Rb ou Rc
significa que sua dureza foi determinada a partir da escala Rockwell
"B" ou da escala Rockwell "C".

66


Resistência à fadiga

Em todo o processo de fadiga pressupõe-se a ocorrência de es-
forços cíclicos cuja tensão máxima fica abaixo da tensão limite de
resistência do metal (veja a Figura 33). A cada ciclo o metal sofre
pequenos danos plásticos cumulativos até que não consiga mais
absorvê-los e frature.
Um ensaio comum de fadiga é colocar o corpo de prova em uma
máquina que aplica repetidamente o mesmo ciclo de carregamento,
que inclui tensão máxima, tensão mínima, amplitude de tensão, ten-
são média, período, freqüência, tipo de onda, etc. A resistência à fadi-
ga é calculada pelo número de ciclos que o metal sofre antes de atin-
gir o ponto de fratura.

Figura 33 - Esforços cíclicos no processo de fadiga

67


Resistência à fluência

Se uma tensão abaixo da tensão limite de resistência do metal
for aplicada à temperatura ambiente causará algum alongamento
inicial, mas não haverá qualquer alongamento subseqüente se a ten-
são for mantida num nível constante. Se essa mesma tensão for apli-
cada ao mesmo metal aquecido a uma temperatura alta a situação
ficará bem diferente. Embora a tensão seja mantida num nível cons-
tante o metal continuará a se alongar gradualmente. Essa caracterís-
tica é denominada fluência (creep) e representa a degradação tempo-
ral que um determinado material sofre pela ação de altas temperatu-
ras. Eventualmente o metal pode se romper dependendo da relação
entre a temperatura de serviço e a temperatura de fusão do metal, do
nível de tensão ou de carga aplicado e do tempo de aplicação da
carga. Esses três fatores determinam a capacidade de o metal resistir
à fluência e, portanto, sua resistência à fluência.

Resistência à oxidação

Os átomos do metal apresentam uma tendência de se combina-
rem com o oxigênio do ar formando óxidos que, quando afloram à
superfície, são chamados de ferrugem e carepa. Em alguns metais
esses óxidos aderem fortemente à superfície e formam uma camada
impermeável à continuidade do processo de oxidação, como é evi-
dente nos aços inoxidáveis. Em outros metais a aderência da camada
de óxidos não é tão forte, além do que a camada pode não ser im-
permeável ao oxigênio, de modo que o processo de oxidação conti-
nua, degradando ainda mais o metal à medida que o tempo avança.

68


Coeficiente de dilatação

Todos os metais se expandem quando aquecidos e se contraem
quando resfriados. A alteração dimensional está relacionada à estru-
tura cristalina e varia com os diferentes materiais, e as taxas de ex-
pansão e contração são expressas numericamente pelo coeficiente
de dilatação ou de expansão térmica.

Condutividade térmica

Alguns metais absorvem e transmitem calor mais rapidamente
que outros e são classificados como tendo alta condutividade térmica.
Essa característica explica o fato de que alguns metais se fundirão ou
sofrerão transformações a temperaturas muito mais baixas que ou-
tros.

69


Capítulo 3

Princípios dos consumíveis de
soldagem

O termo consumíveis é aplicado aos produtos que são consumi-
dos durante a execução de uma soldagem. Por exemplo, na solda-
gem manual com eletrodos revestidos é o eletrodo empregado, e na
soldagem por arco submerso são o arame e o fluxo. Na soldagem
com gás de proteção inclui o gás de proteção — argônio, hélio, dióxi-
do de carbono ou misturas de gases — bem como o arame. Também
se incluem bocais, peças de reserva e a energia elétrica empregada
na soldagem. Entretanto, usualmente o termo fica restrito aos itens
controladores ou influentes nas propriedades mecânicas e na quali-
dade metalúrgica da junta soldada.
Uma função primária dos consumíveis é proteger o metal fundido
e aquecido no arco e na poça de fusão da atmosfera, cujo perigo
provém do nitrogênio e do oxigênio que reagem com o metal fundido.
Óxidos prejudicam o fluxo e a fusão do metal e influenciam na forma-
ção de inclusões; eles também consomem certos elementos de liga.
O nitrogênio forma nitretos, que podem ser uma causa de fragilidade,
bem como de porosidade. Na soldagem com gás de proteção empre-
gando um gás inerte como o argônio tanto o oxigênio como o nitrogê-
nio são excluídos passivamente (sem reações). Alguns óxidos estão,
no entanto, sempre presentes e por isso é necessário removê-los
com agentes desoxidantes tais como silício, alumínio ou titânio em
aços ou silício, zinco ou fósforo em ligas de cobre. O óxido de alumí-
nio não pode ser reduzido quimicamente, de tal modo que o gás de
proteção usado na soldagem com alumínio deve ser o mais eficaz
70


possível. A proteção com o dióxido de carbono, freqüentemente utili-
zada na soldagem de aços, exclui o nitrogênio às custas da formação
de óxidos, de modo que são normalmente adicionadas quantidades
bem maiores de desoxidantes que o necessário. A proteção contra a
atmosfera originada por fluxos geradores de escória é mais eficaz
graças à camada protetora de fluxo fundido e aos gases formados a
partir de componentes no fluxo que são decompostos pelo calor.
O modo como o desoxidante é usado depende do processo de
soldagem. Como exemplos, na soldagem com gás de proteção é um
elemento metálico no arame ou no fluxo, porém nos eletrodos reves-
tidos os desoxidantes localizam-se no revestimento.
Freqüentemente elementos de liga presentes no metal de base
atuam como desoxidantes como, por exemplo, em ligas de cobre com
pequenos teores de zinco ou silício. Mesmo em metais ferrosos, onde
não é usual contar com elementos de liga para atender a uma função
de desoxidante, ocorrem reações complexas entre esses elementos
de liga e os consumíveis ou com a atmosfera acima do metal fundido.
Elementos como carbono, silício, manganês, titânio, alumínio e cromo
são prontamente oxidados, perdendo-se uma parcela de seus teores
iniciais durante a soldagem se o metal de adição e o fluxo não
fornecerem uma compensação.
Os consumíveis possuem um efeito poderoso no modo como o
metal é transferido do eletrodo para a poça de fusão. Na soldagem
manual com eletrodo revestido, a presença de uma grande quantida-
de de rutilo (óxido de titânio – TiO2) no revestimento promove uma
transferência suave de pequenas gotas de metal fundido, mas com
um alto teor de carbonato de cálcio (CaCO3) a transferência ocorre
em grandes glóbulos que fazem curto-circuito com a poça de fusão.
Quando se utilizam gases de proteção como argônio ou hélio na sol-
dagem de aços é necessário adicionar pequenas quantidades de
oxigênio (O2) ou de dióxido de carbono (CO2) para resultar em uma
transferência suave e sem respingos de pequenas gotas de metal
fundido. Tais adições são prejudiciais quando se soldam ligas de alu-
71


mínio, mas com esses metais a suavidade de transferência de metal
e o perfil do cordão de solda podem ser modificados empregando-se
misturas de argônio e hélio.
Num processo de soldagem que faz uso de um fluxo, formar-se-á
um resíduo do fluxo denominado escória, que permanece sobre a
superfície da poça de fusão. A viscosidade, a tensão superficial, o
ponto de fusão e outras características dessa escória influenciam na
forma final da superfície do cordão de solda, sua molhabilidade com o
metal de base (o modo como o metal de solda se mistura com o metal
de base) e a facilidade com que a soldagem pode ser executada em
outras posições diferentes da plana. Também é importante que,
quando as soldas forem realizadas em chanfros profundos, que a
escória seja facilmente removível para permitir que os cordões de
solda posteriores sejam depositados sem causar problemas.
As considerações de transferência de metal, facilidade de solda-
gem, controle da composição do cordão de solda, propriedades da
solda e, naturalmente, custos, são importantes na seleção de consu-
míveis.

72


Capítulo 4

Propriedades do metal de solda

Poça de fusão e diluição

Seria ideal se o metal de solda propriamente dito e a zona afeta-
da pelo calor tivessem exatamente as mesmas propriedades e carac-
terísticas que as do metal de base. Entretanto, isso não é possível,
porque o metal de solda é fundido, enquanto que a maioria dos me-
tais de base é utilizada no estado forjado ou no laminado. Materiais
conformados sempre apresentam maior resistência, ductilidade e
tenacidade que os materiais comparáveis no estado fundido. O metal
de solda é, no entanto, uma miniatura de um fundido que é rapida-
mente resfriado, e suas propriedades freqüentemente se assemelham
às de um material conformado. Essa é particularmente a situação
com metais ferrosos, porém a combinação de propriedades é menos
satisfatória em alguns metais não ferrosos como ligas de alumínio e
de cobre.
Por causa das forças eletromagnéticas do arco, a poça de fusão
movimenta-se internamente em modelos variados de fluxo depen-
dendo do tipo de junta, da corrente de soldagem e do ângulo que a
tocha ou o eletrodo faz com a linha da solda. Essa turbulência resulta
numa uniformidade de temperatura e composição dentro do metal
líquido com exceção da região mais aquecida nas imediações da raiz
do arco. A composição final do metal de solda é o resultado de uma
mistura do eletrodo ou do metal de adição fundido com o metal de
base que é fundido. O metal depositado do eletrodo ou do metal de

73


adição é denominado "diluído" pelo metal de base fundido. Quando
nenhum metal é adicionado, consistindo então o metal de solda intei-
ramente de metal de base, a diluição é definida como 100%. Na sol-
dagem manual com eletrodo revestido, o passe de raiz pode ter 30%
de diluição e os passes subseqüentes terão uma diluição ligeiramente
menor. Como resultado da uniformidade do metal de solda, é possível
calcular sua composição se as proporções de metal de base e de
eletrodo fundido puderem ser estimadas. Isso pode ser feito freqüen-
temente de uma observação da seção reta da solda, como mostra a
Figura 34. Tais cálculos, que envolvem apenas proporções simples,
são importantes quando é utilizado um eletrodo ou metal de adição de
composição diferente da do metal de base, como em juntas dissimila-
res, em revestimento inoxidável de aços carbono ou na soldagem de
ligas de alumínio. Pode também ser necessário considerar a diluição
se o metal de base tiver alto teor de enxofre ou se contiver alumínio
que, se adicionado à poça de fusão, pode afetar o teor de oxigênio e
prejudicar a tenacidade do depósito de solda.

área da parte hachurada
[31] %diluição = × 100
área do cordão de solda

Figura 34 - Estimativa de diluição a partir da geometria da solda: (a) junta
topo a topo; (b) junta com chanfro em V

74


Aporte térmico

A maioria dos processos de soldagem por fusão é caracterizada
pela utilização de uma fonte de calor intensa e localizada. Esta ener-
gia concentrada pode gerar em pequenas regiões temperaturas ele-
vadas, altos gradientes térmicos, variações bruscas de temperatura e,
conseqüentemente, extensas variações de microestrutura e proprie-
dades em um pequeno volume de material.
Na soldagem a arco elétrico o aporte térmico (heat input) é defi-
nido como o calor cedido à junta soldada por unidade de comprimento
e é calculado pela equação

Tensão × Corrente
[32] Aporte térmico =
Velocidade de soldagem

Se considerarmos as várias unidades usualmente empregadas,
podemos dizer que

Tensão (V) × Corrente (A)
[33] Aporte térmico (KJ/mm) = 0,06 ×
Velocidade de soldagem (mm/min)

ou

Tensão (V) × Corrente (A)
[34] Aporte térmico (KJ/mm) = 0,006 ×
Velocidade de soldagem (cm/min)

Após a soldagem a dissipação de calor ocorre principalmente por
condução na peça das regiões de maior temperatura para o restante
do metal.

75


Ciclo térmico de soldagem

A variação da temperatura em diferentes pontos da peça durante
a soldagem pode ser estimada na forma de uma curva denominada
ciclo térmico de soldagem (veja a Figura 35). Os pontos mais próxi-
mos da junta sofrerão uma variação de temperatura devido à passa-
gem da fonte de calor.

Figura 35 - Ciclo térmico de soldagem

Essa curva apresenta os seguintes pontos importantes:
temperatura de pico (Tp), que é a temperatura máxima atingida
no ponto. Tp diminui com a distância ao centro da solda e indica a
extensão das regiões afetadas pelo calor de soldagem;

76


temperatura crítica (Tc), que é a temperatura mínima para ocorrer
uma alteração relevante como uma transformação de fase, por
exemplo;
tempo de permanência acima de uma temperatura crítica (tp),
que é o tempo em que o ponto fica submetido a temperaturas
superiores a uma temperatura crítica;
velocidade de resfriamento, que é definida por

T1 − T2
[35]
t

Repartição térmica

Se considerarmos o ciclo térmico de cada ponto próximo à junta,
podemos dizer que a temperatura de pico (Tp) de cada ponto varia
com sua distância ao centro do cordão de solda. Colocando na forma
de um gráfico as temperaturas de pico contra a distância ao cordão
de solda obtemos uma curva esquemática semelhante à exibida na
Figura 36. Esta curva é conhecida como repartição térmica.
Os ciclos térmicos de soldagem e a repartição térmica são princi-
palmente dependentes dos seguintes parâmetros:
tipo de metal de base, relativamente a sua condutividade térmica,
pois quanto maior a condutividade térmica do metal, maior sua
velocidade de resfriamento;
geometria da junta (uma junta em T possui três direções para o
escoamento de calor, enquanto uma junta de topo possui apenas
duas (veja a Figura 41 à página 89); por isso juntas em T resfri-
am-se mais rapidamente que juntas de topo para as mesmas
condições de soldagem;

77


a espessura da junta aumenta com a velocidade de resfriamento
até uma espessura limite; acima desse limite, a velocidade de
resfriamento independe da espessura;
a velocidade de resfriamento diminui com o aumento do aporte
térmico e da temperatura inicial da peça e conseqüentemente a
repartição térmica torna-se mais larga.

Figura 36 - Repartição térmica de uma solda

A estrutura do metal de solda

Em cordões de solda de aços carbono e carbono-manganês os
grãos colunares são circundados pela ferrita e freqüentemente exis-
tem plaquetas de ferrita crescendo a partir dos contornos de grão.
Esse tipo de microestrutura apresenta baixa tenacidade, e se for ne-
cessário modificá-la o método usual é o tratamento térmico de norma-
lização. Entretanto, numa soldagem multipasses cada cordão de sol-
da é tratado termicamente pelo cordão subseqüente. O metal que é
aquecido acima da faixa de temperatura de transformação recristali-
za-se em grãos equiaxiais de menor tamanho. A profundidade até
78


onde ocorre a recristalização depende de muitos fatores, incluindo a
temperatura entrepasses, sendo rara a ocorrência de recristalização
completa (veja a Figura 37).

Figura 37 - Recristalização de cordões de solda por passes subseqüentes
depositados com eletrodo revestido em uma junta multipasses

O reaquecimento também refina a microestrutura nas partes ad-
jacentes da zona termicamente afetada. Uma região crítica na qual a
tenacidade é desejável é o topo da solda, visto que a última camada a
ser depositada em uma solda multipasses pode não receber o benefi-
ciamento do tratamento da recristalização. É preciso um planejamen-
to cuidadoso do cordão final (ou dos cordões finais) para assegurar
que ocorra o refino dos grãos onde for necessário. Pode ocorrer per-
da de tenacidade na zona termicamente afetada de aços estruturais,
que está associada com altos aportes térmicos que causam cresci-
79


mento de grão e alterações microestruturais. Sempre que a tenacida-
de for importante, como em estruturas que precisam manter sua inte-
gridade a baixas temperaturas de serviço, deve ser evitada a técnica
de soldagem de largos cordões trançados, dando-se preferência à
técnica de cordões filetados (veja a Figura 38).

Figura 38 - As técnicas de soldagem de (a) trançar e (b) filetar

Com aços temperáveis, aquecimento e resfriamento rápidos po-
dem criar uma camada dura de martensita ao lado do cordão de sol-
da. Um cuidadoso planejamento da seqüência dos passes finais pode
reduzir a dureza do metal depositado.
Materiais diferentes dos aços carbono que não apresentem mu-
dança de fase no estado sólido não sofrem refino de grão durante a
soldagem multipasses. Entretanto, outras alterações podem ocorrer
durante o reaquecimento dos cordões de solda, tais como a liquefa-
ção de filmes de constituintes de baixo ponto de fusão nos contornos
de grão, formando trincas de solidificação. Isso pode acontecer du-
rante a soldagem multipasses de aços inoxidáveis austeníticos.

80


Capítulo 5

Defeitos do metal de solda

Alguns dos defeitos que podem ocorrer no metal de solda são:
trincas de solidificação ou trincas a quente
trincas induzidas por hidrogênio no metal de solda
porosidade
inclusões de escória ou outras inclusões
trincas de cratera
falta de fusão
perfil do cordão desfavorável

Trincas de solidificação

A maioria dos aços pode ser soldada com um metal de solda de
composição similar à do metal de base. Muitos aços com alto teor de
liga e a maioria das ligas não ferrosas requerem eletrodos ou metal
de adição diferentes do metal de base porque possuem uma faixa de
temperatura de solidificação maior do que outras ligas. Isso torna
essas ligas suscetíveis à fissuração de solidificação ou a quente, que
pode ser evitada mediante a escolha de consumíveis especiais que
proporcionam a adição de elementos que reduzem a faixa de tempe-
ratura de solidificação. A fissuração a quente também é fortemente
influenciada pela direção de solidificação dos grãos na solda (veja a
Figura 39). Quando grãos de lados opostos crescem juntos numa
81


forma colunar, impurezas e constituintes de baixo ponto de fusão
podem ser empurrados na frente de solidificação para formar uma
linha fraca no centro da solda. Soldas em aços de baixo carbono que
porventura possam conter alto teor de enxofre podem se comportar
dessa forma, de modo que pode ocorrer fissuração no centro da sol-
da. Mesmo com teores normais de enxofre pode ainda existir a linha
fraca no centro da solda que pode se romper sob as deformações de
soldagem, sendo por este motivo que cordões de penetração muito
profunda são normalmente evitados.

Figura 39 - Fissuração no centro do cordão em um passe único de alta pe-
netração

Trincas induzidas por hidrogênio

Esse modo de fissuração acontece a temperaturas próximas da
ambiente, sendo mais comumente observada na zona termicamente
afetada. O hidrogênio é introduzido na poça de fusão através da umi-
dade ou do hidrogênio contidos nos compostos dos fluxos ou nas
superfícies dos arames ou do metal de base, resultando em que a
poça de fusão e o cordão de solda já solidificado tornam-se um reser-
vatório de hidrogênio dissolvido. Numa poça de fusão de aço o hidro-

82


gênio se difunde do cordão de solda para as regiões adjacentes da
zona termicamente afetada que foram reaquecidas suficientemente
para formar austenita. À medida que a solda se resfria a austenita se
transforma e dificulta a difusão posterior do hidrogênio. O hidrogênio
retido nessa região adjacente ao cordão de solda pode causar fissu-
ração, como será visto adiante no Capítulo 6.

Porosidade

A porosidade pode ocorrer de três modos. Primeiro, como resul-
tado de reações químicas na poça de fusão, isto é, se uma poça de
fusão de aço for inadequadamente desoxidada, os óxidos de ferro
poderão reagir com o carbono presente para liberar monóxido de
carbono (CO). A porosidade pode ocorrer no início do cordão de solda
na soldagem manual com eletrodo revestido porque nesse ponto a
proteção não é totalmente efetiva. Segundo, pela expulsão de gás de
solução à medida que a solda solidifica, como acontece na soldagem
de ligas de alumínio quando o hidrogênio originado da umidade é
absorvido pela poça e mais tarde liberado. Terceiro, pelo aprisiona-
mento de gases na base de poças de fusão turbulentas na soldagem
com gás de proteção, ou o gás evoluído durante a soldagem do outro
lado de uma junta em "T" numa chapa com tinta de fundo. A maioria
desses efeitos pode ser facilmente evitada, embora a porosidade não
seja um defeito excessivamente danoso às propriedades mecânicas,
exceto quando aflora à superfície. Quando isso acontece, pode favo-
recer a formação de entalhes que poderão causar falha prematura por
fadiga, por exemplo.

83


Inclusões

Com processos que utilizam fluxo é possível que algumas partí-
culas desse fluxo sejam deixadas para trás, formando inclusões no
cordão de solda. É mais provável de as inclusões ocorrerem entre
passes subseqüentes ou entre o metal de solda e o chanfro do metal
de base. A causa mais comum é a limpeza inadequada entre passes
agravada por uma técnica de soldagem ruim, com cordões de solda
sem concordância entre si ou com o metal de base. Assim como na
porosidade, inclusões isoladas não são muito danosas às proprieda-
des mecânicas, porém inclusões alinhadas em certas posições críti-
cas como, por exemplo, na direção transversal à tensão aplicada,
podem iniciar o processo de fratura. Há outras formas de inclusões
que são mais comuns em soldas de ligas não ferrosas ou de aços
inoxidáveis do que em aços estruturais. Inclusões de óxidos podem
ser encontradas em soldas com gás de proteção onde o gás foi ina-
dequadamente escolhido ou inclusões de tungstênio na soldagem
GTAW (TIG) com correntes muito altas para o diâmetro do eletrodo de
tungstênio ou quando este toca a peça de trabalho.

Defeitos de cratera

Já foi mencionado que a granulação no metal de solda é geral-
mente colunar. Esses grãos tendem a crescer a partir dos grãos pre-
sentes nos contornos de fusão e crescem afastando-se da interface
entre o metal líquido e o metal de base na direção oposta ao escoa-
mento de calor. Um ponto fundido estacionário teria naturalmente um
contorno aproximado no formato circular, porém o movimento da fonte
de calor produz um contorno em forma de lágrima com a cauda na
84


direção oposta ao movimento. Quanto maior for a velocidade de sol-
dagem, mais alongado será o formato da cauda. Se a fonte de calor
for repentinamente removida, a poça fundida solidifica com um vazio
que é denominado cratera. A cratera está sujeita a conter trincas de
solidificação na forma de estrela. As técnicas de soldagem ao final do
cordão de solda são desenvolvidas para corrigir esse fenômeno vol-
tando o arco por alguns momentos para preencher a poça de fusão
ou até mesmo reduzindo gradualmente a corrente enquanto se man-
tém o arco estático.

Falta de fusão e perfil do cordão
desfavorável

Esses são defeitos comuns fáceis de se evitar. A causa pode ser
uma corrente de soldagem muito baixa ou uma velocidade de solda-
gem inadequada.

85


Capítulo 6

A zona termicamente afetada
(ZTA)

Nenhuma solda por fusão pode ser realizada sem acumular um
gradiente térmico no metal de base. A difusão de calor para o metal
de base é fortemente influenciada pela temperatura da poça de fusão
e pela velocidade de soldagem. Soldagem com alta potência e alta
velocidade reduz o gradiente térmico.
Num ponto da ZTA logo além da borda da poça de fusão a tem-
peratura aumenta rapidamente a um nível próximo do da poça de
fusão e diminui rapidamente produzindo um efeito como o de têmpe-
ra. Em aços essa região torna-se austenítica durante o aquecimento e
pode conter o constituinte duro conhecido como martensita quando se
resfria. Essa região desenvolve grãos grosseiros (região de
crescimento de grão) porém um pouco mais além, onde a temperatu-
ra não foi tão alta, entrando na faixa acima da temperatura de trans-
formação mas não atingindo a região austenítica, o tamanho de grão
é menor (região de refino de grão). Mais além ainda, não há alteração
no tamanho de grão, mas o calor é suficiente para reduzir a dureza
dessa região e eliminar até certo ponto os efeitos de qualquer encru-
amento (região intercrítica). Efeitos metalúrgicos similares são tam-
bém observados na ZTA após cortes com aporte térmico. Em materi-
ais endurecíveis por solução sólida como ligas de alumínio, por e-
xemplo, a região próxima à poça de fusão torna-se efetivamente so-
lubilizada por tratamento térmico e terá sua dureza aumentada com o
tempo ou com um tratamento térmico subseqüente a baixas tempera-
turas, causando endurecimento por precipitação. Em materiais que
86


não sofrem transformação, como os aços, nem endurecem por solu-
ção sólida, como ligas de alumínio tratáveis termicamente, os efeitos
do calor são mais simples, sendo aplicados principalmente para redu-
zir a dureza e para a eliminação completa ou parcial do encruamento.
Raramente a condição de soldagem é tão simples como foi des-
crita acima porque os metais de base são freqüentemente imperfeitos
quando observados detalhadamente, sendo também possível para a
poça de fusão introduzir hidrogênio na zona termicamente afetada.
Esta é, portanto, uma região potencial de defeitos e seu comporta-
mento em um material qualquer é um aspecto importante da conside-
ração de soldabilidade. Soldabilidade, no entanto, é uma propriedade
do material que não pode ser definida precisamente porque varia com
o processo empregado e com a maneira como o processo é utilizado.
Materiais com soldabilidade ruim podem ser soldados satisfatoria-
mente desde que seja tomado muito cuidado na seleção do consumí-
vel, no controle da soldagem e na inspeção final. Isso freqüentemente
significa muitos testes antes da produção e naturalmente um aumento
nos custos.

Defeitos na ZTA

Alguns dos defeitos que podem ocorrer na ZTA são:
fissuração por hidrogênio (designada também por fissuração sob
cordão)
decoesão lamelar
trincas de reaquecimento
fissuração por corrosão sob tensão
trincas de liquação ou microfissuração

87


Fissuração da ZTA por hidrogênio

Esse tipo de fissuração pode ocorrer nos aços e resulta da pre-
sença de hidrogênio numa microestrutura temperada suscetível à
fissuração como a martensita, aliada à tensão aplicada. Normalmente
pouco pode ser feito sobre a tensão, embora seja conhecido que
juntas com aberturas excessivas sejam mais suscetíveis à fissuração.
As medidas práticas para evitar a fissuração dependem de reduzir o
hidrogênio na poça de fusão e evitar uma ZTA endurecida.
No Capítulo 5 foi descrito como a poça de fusão pode fornecer
uma fonte de hidrogênio que se difunda da fase austenítica para a
ZTA. Quando a região próxima à solda se resfria a mobilidade do
hidrogênio diminui e ele tende a permanecer onde puder causar fissu-
ração (veja a Figura 40). O nível de hidrogênio é controlado por um
tipo adequado de consumível de soldagem e pela garantia de que ele
esteja seco. Eletrodos rutílicos depositam metal de solda com teor de
hidrogênio maior que eletrodos básicos, que são os preferidos para a
soldagem de aços de alta resistência e também para juntas com es-
pessura superior a 25 mm. Quando se soldam aços altamente sensí-
veis ao hidrogênio difusível pode ser empregado um eletrodo inoxidá-
vel austenítico já que esse metal de solda não sofre transformação
metalúrgica e resulta em um bom recipiente para o hidrogênio.
Para qualquer aço a dureza atingida na ZTA depende diretamen-
te da taxa de resfriamento e quanto maior a taxa de resfriamento mais
facilmente a estrutura pode trincar. Um importante fator influenciando
a taxa de resfriamento é a massa de material sendo soldada: quanto
maior a espessura da junta, maior a velocidade de resfriamento. O
tipo de junta também afeta a taxa de resfriamento pelo número de
caminhos ao longo dos quais o calor pode fluir. Numa junta de topo
há dois caminhos. Por outro lado, numa junta em ângulo há três ca-
minhos, de tal modo que um cordão de solda de mesmo tamanho
nessa junta resfria-se mais rapidamente (veja a Figura 41).

88


Figura 40 - Trincas por hidrogênio na zona termicamente afetada numa junta
em ângulo feita com um eletrodo rutílico

Figura 41 - Caminhos do fluxo de calor em juntas de topo e em ângulo

O controle da microestrutura é alcançado principalmente de duas
maneiras.
Primeiro, escolhendo um aço que tenha uma temperabilidade
adequada. A temperabilidade de um aço é determinada por seu teor
de carbono e de outros elementos de liga como manganês, cromo,

89


molibdênio e vanádio, existindo várias equações para estimar o car-
bono equivalente a partir da composição química de um aço.
A Equação [5] é a mais utilizada para o carbono equivalente (Ceq)
e pode ser observada à página 27.
Segundo, a microestrutura pode ser controlada reduzindo-se a
taxa de resfriamento que, para qualquer tipo de junta, pode ser con-
seguido de duas maneiras:
elevando o aporte térmico pelo aumento do tamanho do cordão
de solda e/ou reduzindo a velocidade de soldagem. Em termos
de soldagem ao arco elétrico, isso significa empregar eletrodos
de diâmetro maior; ou
empregando pré-aquecimento. A fissuração induzida por hidro-
gênio ocorre apenas a temperaturas em torno da temperatura
ambiente, de modo que, se for realizado um pós-aquecimento
(manutenção da temperatura após a soldagem) por um tempo
dependente da espessura do aço, haverá a difusão do hidrogênio
para fora da região da solda antes que a fissuração possa acon-
tecer.
Um carbono equivalente menor que 0,40% indica que o aço a-
presenta boa soldabilidade, porém valores acima desse podem tornar
necessárias algumas precauções adicionais com o pré-aquecimento
ou com o aporte térmico. Como o pré-aquecimento é caro e difícil de
ser empregado, pode ser evitado quando se aplicam eletrodos bási-
cos em vez de rutílicos ou, em casos extremos, aplicando-se eletro-
dos austeníticos.
Tomando-se cuidado, a fissuração na ZTA pode ser evitada, mas
é um defeito difícil de ser notado, particularmente em juntas em ângu-
lo, onde pode aparecer na garganta da junta, que é uma área sujeita
a concentração de tensões. Como uma alta taxa de resfriamento é
um grande agente contribuinte para a fissuração por hidrogênio, pe-
quenos cordões de solda como pontos de solda (ou mesmo aberturas
involuntárias de arco) são sítios potenciais para a ocorrência desse

90


fenômeno, devendo ser tratados com o mesmo cuidado que a solda
principal ou definitiva.

Decoesão lamelar

Esse defeito ocorre em chapas grossas como resultado de imper-
feições no metal de base acentuadas pelas deformações de solda-
gem e projeto de junta inadequado. Chapas de aço são provavelmen-
te afetadas devido as suas pobres propriedades ao longo da espessu-
ra provenientes de regiões finas de inclusões não metálicas dispostas
em camadas paralelas à superfície. Essas são abertas pelas defor-
mações de soldagem, formam trincas próximas à ZTA e se propagam
na forma de degraus (veja a Figura 42). A condição é agravada pela
presença de até mesmo pequenas quantidades de hidrogênio. Se
existir a suspeita de que o aço possa ser suscetível à decoesão lame-
lar, as juntas devem ser projetadas para evitar ao máximo a contração
que ocorre na direção da espessura, isto é, evitando juntas crucifor-
mes ou cordões espessos e empregando eletrodos básicos adequa-
damente ressecados. Almofadar para proteger áreas sensíveis é útil
antes da solda definitiva ou durante a própria soldagem que seria, na
realidade, uma seqüência de passes controlada (veja a Figura 43). É
melhor, contudo, estimar o risco de decoesão lamelar antes que a
solda comece e, se necessário, pedir a chapa de aço com proprieda-
des apropriadas na direção da espessura.

91


Figura 42 - Decoesão lamelar na ZTA de uma junta de topo multipasse

Figura 43 - Princípios de (a) almofadamento e (b) almofadamento durante a
própria soldagem para reduzir o risco de decoesão lamelar

92


Trincas de reaquecimento

Esse fenômeno pode acontecer em alguns aços de baixa liga nos
contornos de grão, normalmente na região de granulação grosseira
da ZTA, após a solda ter entrado em serviço a altas temperaturas ou
ter sido tratada termicamente. As causas reais para esse fenômeno
são complexas e não estão completamente entendidas, mas o meca-
nismo pode envolver endurecimento no interior dos grãos pelos for-
madores de carbonetos como cromo, molibdênio e vanádio, concen-
trando a deformação nos contornos de grão que, se contiverem impu-
rezas como enxofre, fósforo, estanho, antimônio e arsênio, poderá
haver colapso nessas regiões.

Fissuração por corrosão sob tensão

É uma forma de fissuração que pode ocorrer em muitos materiais
e está usualmente associada à presença de um meio corrosivo como,
por exemplo, sulfeto de hidrogênio (H2S), podendo atacar a região
endurecida da ZTA em tubulações de aço. Por isso é especificada
muitas vezes uma dureza máxima. Precauções gerais contra a corro-
são sob tensão incluem a seleção cuidadosa do metal de base e de
um tratamento pós-soldagem adequado para reduzir as tensões e
colocar a ZTA em sua condição microestrutural mais adequada.

Trincas de liquação

Outros possíveis defeitos na ZTA incluem trincas de liquação
causadas pela fusão de constituintes de baixo ponto de fusão presen-
tes nos contornos de grão, resultando em microtrincas que podem
posteriormente formar sítios de propagação de trincas maiores.

93


Bibliografia

Basic Welding Filler Metal Technology – ESAB Welding and Cut-
ting Products
Welding and Cutting – Peter Houldcroft and Robert John
Tecnologia da Soldagem – Paulo Villani Marques
Welding Handbook – 8th edition – American Welding Society
Welding Metallurgy – George E. Linnert

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