Aços Inoxidáveis: Resistência à Corrosão e Seleção de Materiais

Prévia do material em texto

Annelise Zeemann
página 1
AÇOS INOXIDÁVEIS
Aços inoxidáveis são utilizados sempre que se deseja resistência à corrosão
aliada às mais variadas propriedades exigidas em estruturas e equipamentos sujeitos a
meios agressivos nas indústrias alimentícia, química, petroquímica, farmacêutica, de
papel e celulose, de geração de energia, e até mesmo em veículos automotivos.
Quando se menciona a resistência à corrosão é importante compreender que
existem muitos diferentes tipos de interação entre o meio e o material, e que os
mecanismos de corrosão são complexos e variam de um meio para o outro. Dentro de
uma abordagem mais geral pode-se separar as formas de corrosão entre generalizada e
localizada. Na corrosão generalizada o ataque da superfície ocorre uniformemente e a
taxa de corrosão pode ser medida por perda de massa, visto que a espessura do material
diminui gradativamente; enquanto na corrosão localizada existe um ataque preferencial
em regiões susceptíveis e pode haver a perfuração e falha do componente sem que seja
detectada qualquer perda de espessura (ou de massa).
Aços inoxidáveis, por apresentarem um fenômeno superficial conhecido como
passividade, são mais susceptíveis à corrosão localizada, que é sempre catastrófica
(muito embora existam alguns meios que favoreçam a dissolução do material limitando
a vida útil do equipamento). Os mecanismos de corrosão localizada em aços
inoxidáveis austeníticos, serão abordados mais a frente mas é muito importante
perceber que a simples quebra (mecânica ou química) do óxido passivo, durante a
fabricação do componente (pelas alterações impostas) ou durante o próprio serviço
(pela interação com o meio), pode causar a corrosão prematura; e que esta “quebra” não
é visível e somente pode ser detectada através de métodos caros e avançados de controle
e monitoração da corrosão em campo, o que ainda não é viável na maioria das
aplicações que envolvem o uso de aços inoxidáveis. Por isso, conhecer os processos
corrosivos e a natureza dos aços inoxidáveis, assim como os efeitos da soldagem nestes
materiais, é fundamental para compreender as causas da corrosão prematura e evitá-la.
Este capítulo apresenta uma breve revisão sobre os principais tipos de aços
inoxidáveis, sua utilização, soldabilidade e os fatores que influenciam na resistência à
corrosão.
Annelise Zeemann
página 2
AÇOS INOXIDÁVEIS
Aços inoxidáveis são utilizados quando se trabalha em meios considerados
agressivos, mas não se deve esquecer que além das propriedades de resistência à
corrosão os componentes mecânicos estão sujeitos às mais variadas solicitações de
esforços mecânicos, choque, baixas ou elevadas temperaturas, desgaste; e devem
igualmente resistir.
Equipamentos projetados considerando materiais que devem apresentar
resistência mecânica entre 50 KSI (350 MPa) e 250 KSI (1.700 MPa) para trabalho em
temperaturas criogênicas (com requisitos de tenacidade) ou tão elevadas quanto 900°C
(com requisitos de resistência ao calor); são construídos utilizando aços inoxidáveis que
devem ainda resistir a condições tão diferenciadas como soluções açucaradas, ácidos,
vapores químicos, amônia e gasolina, entre outros.
Para atender a essa diversidade de condições de meio e de temperatura, com os
mais variados requisitos de propriedades mecânicas, existe um sem número de tipos de
aços inoxidáveis com características de composição química e de processamento
totalmente diferentes, e cuja seleção deve ser muito criteriosa para garantir a adequação
do componente às condições de serviço.
A figura 1 apresenta um quadro resumo dos principais tipos de aços inoxidáveis
disponíveis no mercado internacional [1] e suas características de resistência à corrosão
e de propriedades mecânicas; e a figura 2 apresenta um quadro que identifica a
composição básica destes aços e o tipo de microestrutura [2].
Propriedades de Aços Inoxidáveis de Aplicação mais Comum
meios de elevada
corrosividade
produtos
químicos
processamento de
alimentos
meios pouco
agressivos
atmosfera
industrial
atmosfera pouco
agressiva
50 KSI 80 KSI 175 KSI 250 KSI acima de
250 KSI
AISI 316
AISI 304
AISI 430
AISI 405
Nitronic
50
20Cb-3
custom
450
Nitronic
40
custom
455
Nitronic
32
AISI 431
AISI 410 AISI 420 AISI 440C
corrosividade
Figura 1
Principais tipos de
aços inoxidáveis
disponíveis no
mercado e suas
propriedades [1].
Figura 2
Quadro com a composição química, resistência aproximada e tipo de microestrutura dos
principais tipos de aços inoxidáveis disponíveis no mercado [2].
resistência mecânica
Annelise Zeemann
página 3
Composição Química Básica e Microestrutura dos
Aços Inoxidáveis de Aplicação mais Comum
tipo de resistênci
a
tipo de composição básica (% em peso) 1
aço mecânica material C Mn Cr Ni outros
AISI 405 50 KSI ferrítico 0,08 1,00 11,5 - 14,5 - 0,1 - 0,3 Al
AISI 430 50 KSI ferrítico 0,12 1,00 16,0 - 18,0 - -
AISI 304 50 KSI austenítico 0,08 2,00 18,0 - 20,0 8,0 - 10,5 -
AISI 316 50 KSI austenítico 0,08 2,00 16,0 - 18,0 10,0 - 14,0 2,0 - 3,0 Mo
20Cb-3 50 KSI austenítico 0,07 2,00 19,0 - 21,0 32,0 - 38,0 Mo, Cu, Nb
Nitronic 32 80 KSI austenítico 0,15 11 - 14 16,5 - 19,5 0,5 - 2,5 -
Nitronic 40 80 KSI austenítico 0,08 8 - 10, 19,0 - 21,5 5,5 - 7,5 -
Nitronic 50 80 KSI austenítico 0,06 4 - 6 20,5 - 23,5 11,5 - 13,5 -
AISI 410 175 KSI martensítico 0,15 1,00 11,5 - 13,5 - -
AISI 431 175 KSI martensítico 0,20 1,00 15,0 - 17,0 1,25 - 2,50 -
custom450 175 KSI martensítico2 0,05 1,00 14,0 - 16,0 5,0 - 7,0 Mo, Cu, Nb
AISI 420 250 KSI martensítico 0,15 3 1,00 12,0 - 14,0 - -
custom455 250 KSI martensítico2 0,05 0,50 11,0 - 12,5 7,5 - 9,5 Mo,Cu,Nb,Ti
AISI 440C > 250 KSI martensítico 0,95 -
1,2
1,00 16,0 - 18,0 - -
1 valores individuais são máximos
2 endurecível por precipitação
3 valor mínimo
A partir deste quadro pode-se verificar que a resistência à corrosão aumenta com
a quantidade de cromo e de molibdênio presente nos aços, como evidenciado na
sequência [ 405 → 430 → 304 → 316 → 20Cb-3 ], pois o cromo é o elemento
responsável pela formação do óxido superficial, que é invisível, aderente, impermeável
e que confere a passividade ao aço, sendo necessário um teor mínimo de 11 a 12% deste
elemento para assegurar a inoxibilidade; enquanto o molibdênio garante maior
estabilidade a este óxido e é utilizado principalmente em meios redutores (que
contenham cloretos por exemplo).
Annelise Zeemann
página 4
Cabe lembrar que o cromo é um elemento que estabiliza a fase ferrítica e as ligas
que são basicamente Fe-Cr (e com baixo carbono) são ligas puramente ferríticas (por
exemplo as ligas AISI 405 e 430), cuja resistência mecânica e tenacidade são baixas.
Neste mesmo quadro pode-se constatar que quando se deseja aumentar a
resistência mecânica de um inoxidável é necessário modificar o tipo de microestrutura,
evidenciado na sequência [430 ferrítico → Nitronic 32 austenítico → 431 martensítico
→ custom 455 martensítico endurecível por precipitação], e os elementos responsáveis
pela modificação da microestrutura ferrítica básica, da liga Fe-Cr (AISI 430), são:
• o níquel e manganês (Nitronic), que estabilizam a austenita e garantem o aumento da
resistência sem perda de tenacidade e sem perda de resistência à corrosão;
• o carbono (AISI 431), que possibilita a formação martensítica porém com prejuízo
da tenacidade e da resistência à corrosão; e
• os elementos cobre, nióbio e titânio (custom 455), que promovem o endurecimento
por precipitação e conseguem elevada resistência mecânica sem considerável perda
de tenacidade (baixo carbono) ou de resistência à corrosão.
Não apresentados neste quadro, porém de crescente aplicação a nível mundial e
iniciando sua utilização no Brasil, estão os aços superausteníticos e os aços inoxidáveis
duplex e superduplex, com teores de cromo entre 22% e 25% e portanto de muito
elevada resistência à corrosão (principalmente à corrosão por pites), com microestrutura
constituída de quantidades aproximadamente iguais de ferrita e austenita(estabilizada
pelo nitrogênio), que garante resistência mecânica na ordem de 100 KSI com
excepcional tenacidade.
Verifica-se portanto que os critérios para a seleção de aços inoxidáveis
apresentam como base os requisitos de meio ambiente e de propriedades mecânicas,
e que os aços austeníticos do tipo AISI 304 e AISI 316, para os quais o presente
trabalho foi desenvolvido, apesar de serem os mais comuns e de maior aplicação, são
aços de baixa resistência mecânica (com boa tenacidade) e de relativamente baixa
resistência à corrosão (teores de cromo entre 16 e 20%), quando comparados a outros
aços inoxidáveis.
Annelise Zeemann
página 5
RESISTÊNCIA À CORROSÃO
Para os aços austeníticos da série 300, que são ligas do tipo Fe-Cr-Ni não
magnéticas, os principais mecanismos de corrosão localizada e suas causas são:
• corrosão intergranular, causada pela precipitação de carbonetos de cromo em
contornos de grão (sensitização), devido ao empobrecimento deste elemento nas
adjacências dos contornos (e consequente perda localizada de resistência à corrosão).
Este fenômeno pode ocorrer durante a fabricação do componente (principalmente na
soldagem) ou durante operação, caso este permaneça um tempo prolongado na faixa
de temperaturas de precipitação e é intensificado quanto maior for o teor de carbono
ou menor for o teor de cromo do aço;
• corrosão por pites, sempre associada a descontinuidades no filme passivo, que
podem ocorrer devido a imperfeições mecânicas, como uma inclusão ou dano na
superfície; ou devido à dissolução química localizada. O cloreto é o agente mais
comum para a iniciação do pite, que logo forma uma fresta e modifica as condições
químicas em seu interior tornando-as ainda mais agressivas;
• corrosão-sob-tensão (SCC “stress corrosion cracking”), que é um mecanismo que
combina material susceptível, tensões trativas e um meio particular. Para os aços
austeníticos os meios que podem conduzir à SCC são aqueles contendo cloretos
(agravado por temperatura e quantidade de oxigênio); hidróxidos, ácidos
politiônicos, sulfetos com cloretos, e ácido sulfúrico.
Quando se tratam de juntas soldadas o problema de corrosão localizada pode ser
ainda mais intenso pois a soldagem promove um sem número de descontinuidades
geradas por alterações de composição química, de microestrutura e de propriedades
mecânicas (relacionadas principalmente ao tensionamento residual) aumentando ainda
mais a susceptibilidade à corrosão. Existe inclusive um tipo de corrosão tipicamente
causado pelas diferenças de composição química entre o metal de solda e o metal de
base de uma junta soldada, que é a corrosão galvânica, associada a uma diferença entre
os potenciais do metal de base e do metal de solda no meio específico. Quanto maior
for a diferença de potencial entre os materiais maior será a possibilidade de ocorrência
de corrosão galvânica daquele que apresenta o menor potencial eletroquímico (anodo)
em relação ao outro (catodo), sendo tanto mais intensa quanto menor for a área anódica.
Em outras palavras, se o metal de solda é anódico em relação ao metal de base este
poderá ser rapidamente consumido (principalmente se a diferença entre os potenciais
for grande) pois a área da solda é sempre pequena em relação à área do restante do
componente.
Annelise Zeemann
página 6
E o que é mais problemático para quem processa e fabrica componentes de aço
inoxidável é que a resistência à corrosão de uma junta soldada não pode ser avaliada
durante a fabricação do componente como uma propriedade intrínseca do material
(como por exemplo a dureza, a resistência mecânica ou a ductilidade), pois depende de
tempo e da combinação entre o meio, o material e as solicitações impostas; sendo muito
difícil prever futuros problemas de corrosão ainda no estágio de fabricação do
componente. Não existem, segundo normas internacionais de qualificação de
procedimentos de soldagem como ASME [3] ou AWS [4], quaisquer tipos de ensaios de
corrosão e a junta é considerada apta para o serviço apenas considerando os requisitos
de propriedades mecânicas e de integridade da junta. E o que é pior é que muitas vezes
os procedimentos e consumíveis adotados para melhorar a soldabilidade dos inoxidáveis
durante a fabricação não são adequados ao serviço e podem até mesmo comprometer a
performance do componente quando em meios específicos.
SOLDABILIDADE
Quanto à soldagem dos aços inoxidáveis austeníticos do tipo AISI 304 e 316
serão abordados os seguintes tópicos, sempre considerando as características de
resistência à corrosão das juntas:
• principais alterações metalúrgicas sofridas pelo material de base como resultado da
imposição de ciclos térmicos de soldagem;
• tendência ao trincamento durante e após a soldagem;
• consumíveis sólidos recomendados;
• efeitos dos gases de proteção;
• processos e procedimentos recomendados;
• cuidados após a soldagem.
A figura 3 ilustra os possíveis tipos de alterações metalúrgicas sofridas pelo
metal de base (zona termicamente afetada) como consequência dos ciclos térmicos
impostos, de uma chapa de aço inoxidável AISI 316 de 1/4” de espessura soldada em 2
passes com aporte médio de calor de 0,6 kJ/mm; onde se verifica que o metal de base
austenítico pode sofrer as seguintes modificações em função da faixa de temperaturas
atingidas :
• transformação de austenita em ferrita delta em temperaturas próximas à de fusão e
sua retenção no resfriamento;
• crescimento de grão austenítico em elevadas temperaturas;
• precipitação de carbonetos em contornos de grão (sensitização) em temperaturas
mais baixas.
Annelise Zeemann
página 7
 
Estas alterações diminuem a resistência à corrosão da junta, sendo que a
sensitização pode causar a corrosão intergranular em regiões um pouco afastadas da
solda. Para minimizar este tipo de problema algumas recomendações são importantes,
como por exemplo diminuir o aporte de calor, utilizar técnicas de deposição para
manter o material frio (passe a ré) ou até mesmo resfriar o material externamente (para
aumentar a velocidade de resfriamento) e passar pouco tempo na faixa de temperaturas
de precipitação. Além de promover a perda localizada da resistência à corrosão a região
de corrosão intergranular pode ainda ser um ponto de iniciação para o trincamento por
corrosão-sob-tensão ou corrosão-fadiga.
Figura 3
Aspecto metalográfico de uma
chapa de AISI 316,
de espessura 1/4”,
soldada em dois passes
com aporte médio de calor de
0,6 kJ/mm.
macrografia
ataque de Lepto’s
precipitação de carbonetos em
contornos de grão austenítico
ZTA de baixa temperatura ZTA de alta temperatura metal de solda
crescimento de grão austenítico
micrografias por microscopia ótica
ataque eletrolítico de ácido oxálico
10x
100xferrita delta retida
Annelise Zeemann
página 8
A zona de ligação também é uma região susceptível à corrosão-sob-tensão pois
é aquela que se apresenta com o maior nível de tensionamento residual sendo
importante aliviar a junta caso a combinação material x meio seja susceptível. Neste
caso, apesar do alívio ser um procedimento pouco usual para aços austeníticos, este
deve ser realizado em temperatura na faixa de 1065°C a 1120°C [5] seguido de rápido
resfriamento, para evitar a sensitização (entre 425°C e 900°C) ou a formação de sigma
(entre 540°C e 925°C) no próprio ciclo de tratamento térmico.
Quanto à tendência ao trincamento durante a soldagem sabe-se que os aços
inoxidáveis austeníticos são susceptíveis ao trincamento a quente (“hot cracking”) no
cordão, quando a microestrutura do metal de solda é totalmente austenítica. Isto ocorre
devido à baixa solubilidade de impurezas na austenita, que durante a solidificação as
expulsa para os contornos de grão e promove a formação de filmes de baixo ponto de
fusão que se abrem com a contração da junta no resfriamento, principalmente se a
restrição for muito elevada. Para minimizar este tipo de problema recomenda-se utilizar
consumíveis cuja composição química permita a solidificação de uma estrutura
constituída deaustenita e ferrita delta. Neste caso a ferrita delta atua não somente
dissolvendo as impurezas, como aumentando a área de contornos o que diminui a
concentração das impurezas e consequentemente o trincamento.
Pelo acima exposto presume-se que a utilização de consumíveis austeno-
ferríticos facilita a soldagem dos inoxidáveis austeníticos, o que é verdadeiro. Porém o
percentual ideal de ferrita delta no cordão tem sido muito discutido e contestado pois é
função direta das condições de serviço a que o componente será exposto. Considerando
apenas a soldabilidade do material não existem limitações para o número de ferrita NF
(como é chamado o percentual de ferrita delta), porém existem condições de meio e de
temperatura em que esta situação se modifica.
Para trabalho em atmosfera urbana ou industrial, onde a agressividade do meio é
baixa para um inoxidável austenítico, a presença da ferrita delta não causa problemas.
No entanto em meios aquosos de baixa e média agressividade a ferrita delta sofre
dissolução preferencial [6] e a interface entre ferrita e austenita é ponto de início de
pites [6] ou de corrosão bacteriológica [7], devendo a ferrita ser mantida nos menores
teores possíveis, na ordem de 3% (3NF) [8], apenas para evitar trincamento [9].
No caso de trabalho em temperaturas criogênicas a ferrita delta é prejudicial pois
reduz a tenacidade da junta [8]. Em temperaturas elevadas a situação é ainda mais
crítica pois com o tempo a ferrita delta se transforma em fase sigma e fragiliza o
material [6,10].
Annelise Zeemann
página 9
Outro problema causado pela quantidade excessiva de ferrita delta no cordão
ocorre quando o aço deve sofrer conformação a frio posterior à soldagem [11,12]
devido aos diferentes comportamentos no encruamento destas fases, o que pode causar
o seu trincamento ainda na fabricação.
Sem dúvida existe o consenso que se deve conhecer e controlar o NF do cordão,
porém a forma de avaliar ou de medir esta quantidade tem sido um tema polêmico
devido à baixa reprodutibilidade quando se calcula o NF através de fórmulas ou nos
diagramas de De Long e Schaeffler; e à baixa acurácia dos métodos magnéticos que
vem sendo utilizados para medir diretamente na solda. Existe inclusive um documento
IIW [13] sobre a forma de medir o teor de ferrita e a calibração destes aparelhos.
Cabe ainda ressaltar que a quantidade de ferrita delta no cordão não depende
somente da composição química do material, mas também da quantidade de nitrogênio
absorvido pela poça de fusão e da velocidade de resfriamento, pois esta ferrita é
metaestável e em condições de equilíbrio ela naturalmente se transformaria em
austenita. Ou seja a ferrita delta está “retida” e sua quantidade aumenta a medida que a
taxa de resfriamento aumenta. Neste caso constata-se que o processo de soldagem e o
procedimento de soldagem (através do aporte de calor) também apresentam forte
influência na quantidade de ferrita delta.
Outro possível tipo de trincamento na soldagem de aços inoxidáveis austeníticos
é o trincamento por liquação, mais comum em aços fundidos e que depende
fundamentalmente do tipo de fases presentes. Aços tipo AISI 304 e AISI 316
conformados não são susceptíveis às trincas de liquação.
Aços austeníticos também não são susceptíveis ao trincamento à frio ou ao
trincamento no reaquecimento, a não ser em casos onde a junta deve sofrer alívio de
tensões, onde pode ocorrer a formação de fase sigma a partir da ferrita delta .
Quanto aos eletrodos consumíveis para a soldagem similar de aços AISI 304 e
AISI 316, segundo processos com proteção gasosa (GMAW e FCAW), a AWS
recomenda a utilização de diversos tipos de arames sólidos [14] ou tubulares [15],
conforme indicado no quadro da figura 4.
Annelise Zeemann
página 10
Consumíveis recomendados pela AWS para a soldagem dos aços AISI 304 e 316
material processo consumível recomendação
AWS
ER 308
com composição nominal de 21 Cr e 10 Ni estes eletrodos
são utilizados particularmente na soldagem do aço AISI 304
GMAW
AWS
ER 308L
similar ao anterior porém com menor teor de carbono (e
sem estabilizantes) utilizados para obter a máxima
resistência à corrosão intergranular. Não indicado para o
trabalho a quente
AISI
304
AWS
ER 308LSi
similar ao anterior porém com maior teor de silício para
aumentar a fluidez da poça e molhabilidade do metal de
base. Se o metal de solda for totalmente austenítico (devido
à diluição) o silício aumenta a susceptibilidade ao
trincamento a quente
AWS
E 308TX-X
com composição nominal de 19,5 Cr e 10 Ni estes
eletrodos são utilizados em metal de base do tipo AISI 301,
302, 304 , 305 e 308
FCAW
AWS
ER 308LTX-X
eletrodos recomendados para a obtenção de maior
resistência à corrosão intergranular devido ao baixo
carbono e uso dos estabilizantes Nb e Ti. Não indicado
para uso em elevada temperatura devido à resistência
AWS
ER 316
com composição nominal de 19 Cr, 12,5 Ni e 2,5 Mo estes
eletrodos são utilizados particularmente na soldagem de
metal de base tipo AISI 316
GMAW
AWS
ER 316L
similar ao anterior porém com menor teor de carbono (e
sem estabilizantes) utilizados para obter a máxima
resistência à corrosão intergranular. Não indicado para o
trabalho a quente
AISI
316
AWS
ER 316LSi
similar ao anterior porém com maior teor de silício para
aumentar a fluidez da poça e molhabilidade do metal de
base. Se o metal de solda for totalmente austenítico (devido
à diluição) o silício aumenta a susceptibilidade ao
trincamento a quente
AWS
E 3016X-X
com composição nominal de 18,5 Cr, 12,5 Ni e 2,5 Mo
estes eletrodos são utilizados em metal de base com 2%Mo
FCAW
AWS
ER 316LTX-X
eletrodos recomendados para a obtenção de maior
resistência à corrosão intergranular devido ao baixo
carbono e uso dos estabilizantes Nb e Ti. Não indicado
para uso em elevada temperatura devido à resistência
Figura 4
Quadro apresentando as recomendações AWS para consumíveis a serem utilizados na
soldagem similar entre inoxidáveis austeníticos do tipo AISI 304 e AISI 316. [14,15]
Annelise Zeemann
página 11
Consumíveis considerados similares ao metal de base sempre apresentam
composição química do arame (sólido) ou do depósito (tubular) próxima à do metal de
base porém com um pouco mais de cromo para garantir a resistência à corrosão.
Existem casos de meios com a possibilidade de corrosão bacteriológica [16], onde se
recomenda a utilização de consumíveis muito mais “ligados” do que o metal de base,
principalmente quanto ao molibdênio, para evitar problemas de corrosão galvânica que
é acentuada pela presença dos metabólitos das bactérias.
A soldagem com arames sólidos vem sendo muito utilizada porém a busca de
maiores taxas de deposição e eficiência na soldagem, para melhoria das características
de produtividade, trouxe o desenvolvimento de arames tubulares cuja qualidade do
depósito vem aumentando progressivamente. A ESAB desenvolveu arames tubulares,
em bitolas de 0,8 a 1,6mm, dos tipos: “metal flux”; com proteção gasosa para a
soldagem na posição plana; com proteção gasosa para a soldagem em qualquer posição
(normalmente com proteção gasosa com CO2 ou mistura Ar-CO2) e auto-protegido [17].
Os japoneses [18,19] também desenvolveram arames tubulares para a soldagem
de inoxidáveis com proteção gasosa com CO2 , cujas elevadas taxas de deposição
comparadas às taxas de deposição promovidas por arames sólidos estão ilustradas na
figura 5 [18]. Estes consumíveis apresentam como característica a deposição com
transferência por grandes gotas, que no entanto não é por curto-circuito, classificada
pelo IIW como “free flight” sem a formação de respingos, que é uma característica
indesejável da soldagem por curto-circuito de arames sólidos quando se deseja trabalhar
com baixa energia.
Figura 5
Taxas de deposição
muito maiores nos
consumíveis FCAW em
relação ao arame
sólido e ao eletrodo
revestido. [18]
Annelise Zeemann
página 12
No entanto, devido à própria composição química típica de arames tubulares
(com maiores teores de cromo)e a presença de grande quantidade de oxigênio no
cordão (na ordem de 1000 ppm), os arames tubulares japoneses foram especialmente
projetados para apresentar maiores teores de ferrita delta (na ordem de 12%),
controlando assim a tendência ao trincamento a quente [18], o que faz com que estes
consumíveis apresentem limitações na aplicação, não podendo ser utilizados nas
condições em que a ferrita delta possa causar problemas, como em baixas ou elevadas
temperaturas e em meios corrosivos.
Quanto à influência dos gases de proteção na soldagem GMAW e FCAW de
aços inoxidáveis os principais trabalhos focalizam o tipo de transferência [20,21]; a
forma do cordão, o acabamento e a qualidade metalúrgica promovidos pela soldagem
[21], sendo a resistência à corrosão avaliada apenas pelo aspecto da possível
sensitização do cordão causada pela introdução do carbono proveniente do CO2 no gás
de proteção [20,22].
Para se obter uma mistura gasosa de proteção adequada à soldagem de uma liga
específica, no caso de um aço inoxidável austenítico, deve-se avaliar os efeitos que os
diferentes gases de proteção apresentam sobre as características de proteção da poça
contra oxidação; de estabilidade do arco e tipo de transferência do arco; de eficiência
de deposição; de forma e penetração da solda; e de qualidade metalúrgica da junta
[21].
O argônio é um gás com baixo potencial de ionização e inerte, o que lhe confere
a qualidade de não promover perdas de elementos na poça. A ausência de inclusões na
soldagem com este gás puro favorece a qualidade metalúrgica do cordão [21], muito
embora a estabilidade do arco na soldagem de inoxidáveis seja prejudicada pois a
emissão de elétrons, que ocorre a partir de regiões onde os óxidos são quebrados, salta
de uma área para outra resultando em um desvio de arco [20].
Neste caso a utilização do argônio como base e pequenas adições de gases ativos
como O2 ou CO2 é usual em misturas para a soldagem de aços inoxidáveis austeníticos,
sendo o oxigênio 2 a 3 vezes mais efetivo do que o CO2 na estabilização do arco [20] e
molhabilidade do metal de base pois este favorece a formação uniforme de óxidos na
superfície. O percentual de CO2 ou de O2 necessário para produzir significativas
mudanças na estabilidade do arco e tipo de transferência pode ser bem pequeno, as
misturas mais usuais contém 1 a 5% (em volume) de oxigênio e 1 a 10% de CO2 [20].
O oxigênio favorece ainda a formação em cordões planos e sem reforço
excessivo, o que contribui para o aumento da produtividade e eficiência [21], muito
embora misturas Ar-O2 apresentem uma estreita faixa de variação de voltagem [20].
Annelise Zeemann
página 13
A desvantagem do uso de gases ativos [20] é que a superfície e a poça oxidadas
podem perder elementos de liga, o oxigênio no metal de solda pode conduzir à perda de
propriedades mecânicas e a superfície da junta pode formar carepas muito aderentes
[21]; além da possível introdução de carbono na poça pela ação do CO2 , tanto maior
quanto maior for o teor de CO2 na mistura, como evidenciado no gráfico da figura 6
[20], o que faz com que a soldagem de aços inoxidáveis de baixo carbono (grau L) para
maior resistência à corrosão seja prejudicada [20].
Cabe ressaltar que a entrada de carbono tem sido documentada na soldagem com
arames sólidos, o que não ocorre na soldagem com arames tubulares, conforme
evidenciado no gráfico da figura 7 [19].
Figura 6
Introdução de carbono
ao metal de solda em
função da quantidade
de CO2 no gás de
proteção. [20]
Figura 7
Introdução de
carbono ao metal
de solda em
função da
quantidade de
CO2 no gás de
proteção, para
arame sólido e
para arame
tubular [19].
Annelise Zeemann
página 14
A oxidação da poça, principalmente pela ação do oxigênio na mistura, torna
necessária a utilização de consumíveis com maior teor de desoxidantes como o Mn e
Si, além de ser necessária maior quantidade de Cr pois este elemento facilmente se
oxida [20]. Considerando portanto que estes elementos ferritizantes podem ser
“perdidos” na poça de fusão, é de se esperar que o uso de maior teor de oxigênio na
mistura promova cordões com menor quantidade de ferrita delta devido ao menor valor
de Cromo Equivalente. Da mesma forma quando o teor de carbono (austenitizante)
aumenta por efeito do CO2 também se espera menor quantidade de ferrita delta no
cordão. Neste caso o uso de misturas com maior quantidade de gases ativos pode
apresentar menor resistência às trincas de solidificação (trincas a quente).
Caso haja nitrogênio na mistura ou as vazões de gás estejam muito elevadas ou
muito baixas (o que promove a entrada deste gás proveniente da atmosfera), também
existe o risco do trincamento a quente pois, tal qual o carbono, o nitrogênio é um forte
formador de austenita.
Pode-se ainda utilizar o hélio como gás básico, ou adicionado a outros gases
para formar misturas de proteção. Ao contrário do argônio o hélio é um gás com alto
potencial de ionização, o que requer maiores tensões na soldagem para manter o arco
estável, o que aumenta a transferência de calor à poça e favorece maiores penetrações
com velocidades de soldagem mais elevadas [21], sendo muito propício à soldagem
automatizada. Da mesma forma que o argônio este gás é inerte e não promove perdas
de elementos de liga com consequentes boas características de propriedades mecânicas.
O hélio apresenta uma tendência à transferência globular em mais baixas correntes e
frequentemente o argônio é adicionado ao hélio, juntamente com adições de gases
ativos, para tirar vantagem das características de penetração e estabilidade do arco em
transferência spray [21].
Apenas para visualizar as características de diferentes gases no tipo de
transferência e na forma do cordão está apresentado na figura 8 um desenho
esquemático de uma seção reta do cordão, quando se utiliza corrente contínua com
polaridade reversa, para diferentes gases e misturas gasosas de proteção [23],
independente do tipo de material de base. Verifica-se que a transferência spray
apresenta um perfil de penetração mais profundo na região central enquanto a
transferência globular apresenta um perfil de penetração mais raso.
Annelise Zeemann
página 15
 
soldagem com
argônio puro
transferência spray
soldagem com
50% argônio e 50% hélio
transferência spray
soldagem com hélio puro
transferência globular
soldagem com
90% argônio e 10% CO2
transferência globular
soldagem com
98% argônio e 2% O2
transferência spray
soldagem com
CO2 puro
transferência globular transferência curto circuito
arco
curto
Figura 8
Tipos de
transferência e
formato de
cordão na
soldagem com
diferentes gases
e misturas
gasosas de
proteção [23].
Annelise Zeemann
página 16
Misturas contendo elevados teores de hélio (na ordem de 85%) são
preferencialmente utilizadas na soldagem por curto-circuito, enquanto as com menores
teores (na ordem de 40%) são melhores para a soldagem por spray ou arco pulsado [20].
Recentemente, misturas contendo dois, três ou quatro componentes foram
lançadas no mercado. A tabela da figura 9 [20] apresenta algumas misturas gasosas
comerciais, onde se objetiva a soldagem por curto-circuito em misturas Ar-He-CO2 e
Ar-He-O2; e maior frequência de gotas com a mistura Ar-He-CO2-H2 , muito embora
seja conhecido que misturas contendo mais do que 3% de H2 produz uma transferência
em gotas com aspecto ruim, aumentando o risco de porosidades em aços inoxidáveis
austeníticos [24].
% Ar % He % CO2 % O2 % H2
20 77,8 1,9 0,3 -
17,5 80 2 0,5 -
98 - 2 - -
95 - 5 - -
64,5 30 4,5 - 1
69 30 - 1 -
Desde 1994 já vem sendo utilizada com sucesso no Brasil a mistura gasosa com
hidrogênio (Ar 2CO2 1H2) para a soldagem de aços inoxidáveis no modo pulsado [26],
combinando maior produtividade e qualidade do cordão (perfil de solda e áreas
adjacentes mais limpas) em comparação ao modo curto-circuito convencional. Um
fator importante no uso de hidrogênio na mistura é a atmosfera redutora que este gás
promove, aumentando a característica de limpezada junta, além de tornar a poça mais
fluida devido ao aumento da temperatura do arco [27].
Quanto aos processos de soldagem e aos procedimentos cabe mencionar que a
adição de elevada quantidade de calor aos inoxidáveis austeníticos pode promover a
sensitização do material e por isso deve-se procurar minimizar ao máximo o aporte de
calor, utilizando arames de menor bitola (ainda que com perda de produtividade), arco
pulsado e elevada velocidade de soldagem, além das técnicas anteriormente
mencionadas de manutenção do componente em baixa temperatura.
Alguns cuidados adicionais devem ser tomados após a soldagem no sentido de
garantir a resistência à corrosão da junta, principalmente no que diz respeito à limpeza
da solda com desengraxantes que não contenham cloro, e realização de tratamentos
químicos ou mecânicos de decapagem dos óxidos superficiais e passivação das regiões
adjacentes à solda. Alguns artigos [28-29] apresentam fórmulas e métodos de
realização destes tratamentos .
Figura 9
Misturas gasosa de
proteção para a
soldagem de aços
inoxidáveis
comercialmente
disponíveis no
mercado [20].
Annelise Zeemann
página 17
REFERÊNCIAS
[1] BROWN, R.S.; “Selecting the Right Stainless Steel”, artigo publicado na revista
Welding Design and Fabrication , pp 47-52; September 96;
[2] ASM HANDBOOK; “Wrought Stainless Steels”; Volume 1 Properties and
Selection: Irons, Steels and High Performance Alloys; pp 841-907; 1990.
[3] ASME seção IX -1995; “Welding and Brazing Qualifications”; ASME Boiler and
Pressure Vessel Code; July, 1995.
[4] AWS D1.1-94 ; “Structural Welding Code- Steel”.
[5] CASTNER, H. R. “What You Should Know About Austenitic Stainless Steels”;
artigo publicado na revista Welding Journal, April 1993, pp 53-60.
[6] ASM; “Corrosion of Austenitic Stainless Steel Weldments”; ASM Handbook
Volume 13, pp 347-355;
[7] KIKUSHI, Y. e MATSUDA, F.; “Review of Microbiologically Influenced
Corrosion (MIC) of Metal Welds in Japan”; artigo publicado no Transactions of
JWRI , Japão, 1996;
[8] AWS D10.4-86; “Recommended Practices for Austenitic Chromium-Nickel
Stainless Steel Piping and Tubing”.
[9] SIEWERT, T.A.; McCOWAN C.N. e OLSON,D.L.; “Ferrite Number Prediction
to 100FN in Stainless Steel Weld Metal”; artigo publicado na revista Welding
Journal, no Welding Research Supplement, December 1988, pp 289s-298s.
[10] ASM ; “Welding of Stainless Steels”; ASM Handbook Volume 6; pp 688.
[11] SCHEDIN, E. ; “Forming Properties of Stainless Steel Sheet”; artigo publicado no
seminário Applications of Stainless Steel 92 , Volume 1, pp 137-146; Suécia,1992.
[12] PICKERING, F.B.; “Phisycal Metallurgy of Stainless Steel Developments”;
artigo publicado no International Metals Review, December 1976.
[13] IIW DOC II 1269/95 “Determination of Ferrite Number in Austenitic and Duplex
Ferritic-Austenitic Cr-Ni Stainless Steel Weld Metal”.
[14] ANSI/AWS A5.22-95 “Specification for Stainless Steel Electrodes for Flux Cored
Arc Welding and Stainless Steel Flux Cored Rods for Gas Tungsten Arc
Welding”.
[15] ANSI/AWS A5.9-95 “Specification for Bare Stainless Steel Welding Electrodes
and Rods”.
[16] TUTHILL, A. H.; “Materials for Nuclear Service Water Piping Materials”; artigo
publicado na revista Power Enguneering, July 1990, Canadá.
Annelise Zeemann
página 18
[17] BACKMAN, A.; BUDGIFVARS,S. e SVENSSON, L.E.; “Consumables in the
21st Century”; artigo publicado na revista Svetsen , June 1995, pp13-23.
[18] YUTAKA NISHIKAWA; “Development of Stainless Steel Welding Electrodes
in Japan” ; Artigo apresentado no First United States - Japan Symposium on
Advances in Welding Metallurgy; pp 265-279; 1991.
[19] SAKAI, Y.; NISHIKAWA, Y.; SUGA, T. e NAKAI,Y. “The Recent Situation of
Mag Welding Wire in Japan”; artigo apresentado no seminário Transferring
Technology and Knowhow, Pacrim Weldcon 92; Austrália, paper 11, 12 pp.
[20] STENBACKA, N. e PERSSON K.A.; “Gases de Proteção para a Soldagem
MIG/MAG de Aços Inoxidáveis” ; artigo AGA AB Innovation - Suécia.
[21] LYTTLE, K.A. e STAPON, W.F.G.; “Select the Best Shielding Gas Blend for
The The Application”; artigo publicado na revista Welding Journal , November
1990.
[22] CAVALCANTI, J. R. S.; BULUS, D.H.G. e TORRES, R.C.; “Soldagem MIG de
Aços Inoxidáveis sob Diferentes Tipos de Proteção Gasosa”; artigo apresentado
no XV Encontro Nacional de Tecnologia da Soldagem; ABS, 1989.
[23] LINNERT; G.; “Fluxes, Slgas and Gases for Shielding”, livro Welding
Metallurgy, AWS , 1965.
[24] LUCAS; W. “Shielding Gases for Arc Welding - Part I”; artigo publicado na
revista Welding & Metal Fabrication, Junho 1992, pp 218 - 224.
[25] LYTTLE; K.A. e EVANS, J.R.; “Shielding Gases for Welding Austenitic
Stainless Steels”; trabalho desenvolvido pela PRAXAIR e divulgado através de
memorando interno, May, 1994.
[26] ARIMA, A. A.; AZEVEDO, M.D.; STELLA, M.Z. e MEGGETTO, M.;
“Aplicação do Processo GMAW no Modo Pulsado na Soldagem de Aços
Inoxidáveis Austeníticos”; artigo apresentado no Nucleo Inox 94, IV Seminário
Brasileiro do Aço Inoxidável , São Paulo, 1994.
[27] MEDFORTH, J. “Shielding Gases for Stainless Steels”; artigo publicado na
revista Australasian Welding, second quarter 1993, pp 12 - 15.
[28] ODEGARD, L.; “Welding of Stainless Steels. Corrosion in Welds. Effects of
Oxides, Slag and Weld Defects on the Pitting Resistance”; artigo publicado na
revista Svetsen, June 1995, pp 112-116.
[29] DULIEU, D. “Practical Aspects of Welding Stainless Steels”; artigo publicado na
revista Welding & Metal Fabrication , July 1995, pp 277 - 280.