monopoli10014942

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Avaliação da Resistência à Corrosão 
Localizada de Revestimentos Soldados com 
Ligas de Níquel pelo Processo MIG-Pulsado 
 
Bruno Luis Fernandes Aguero 
 
 
Projeto de Graduação apresentado ao 
Curso de Engenharia de Materiais da 
Escola Politécnica, Universidade Federal do 
Rio de Janeiro, como parte dos requisitos 
necessários a obtenção do título de 
Engenheiro de Materiais. 
 
Orientador: Oscar Rosa Mattos 
Co-orientador: Kioshy Santos de Assis 
 
 
 
 
 
 
 
Rio de Janeiro 
Julho de 2015
i 
 
 
ii 
 
Aguero, Bruno Luis Fernandes 
 Avaliação da Resistência à Corrosão Localizada de 
Revestimentos Soldados com Ligas de Níquel pelo Processo 
MIG-Pulsado / Bruno Luis Fernandes Aguero. – Rio de 
Janeiro: UFRJ/ Escola Politécnica, 2015. 
 XII, 91 p.: il; 29,7 cm. 
 Orientador: Oscar Rosa Mattos, Kioshy dos Santos 
Assis 
 Projeto de Graduação – UFRJ/Escola Politécnica/ 
Engenharia de Materiais, 2015. 
 Referências Bibliográficas: p. 88-91. 
 1. Corrosão localizada. 2. Cladding. 3. Ligas de níquel. 
4. Soldagem de revestimento. I Mattos, Oscar Rosa. II. 
Universidade Federal do Rio de Janeiro, Escola Politécnica, 
Curso de Engenharia de Materiais. III Avaliação da 
Resistência à Corrosão Localizada de Revestimentos 
Soldados com Ligas de Níquel pelo Processo MIG-Pulsado. 
iii 
 
DEDICATÓRIA 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
À memória do meu pai Rogério, que 
sempre me incentivou e acreditou no 
meu potencial.
iv 
 
AGRADECIMENTOS 
 
Primeiramente, eu gostaria de agradecer a minha mãe Rita, meu irmão Victor e 
minha tia Licinha pelo constante apoio nas horas difíceis e compreensão pelos diversos 
momentos de ausência causados pelas exigências da faculdade. Sem vocês nada disso 
seria possível. Aos meus outros familiares, avó Yvonne, afilhado Fabiano, irmão, 
sobrinhos, tios e tias, primos e primas. Obrigado pela paciência! Espero vê-los muito 
mais agora. 
 
Obrigado aos meus orientadores Kioshy e Professor Oscar, pelos conselhos, 
orientação e oportunidade de desenvolver este trabalho. Ao Professor Blas por ter me 
dado minha primeira chance de trabalho na faculdade. À minha professora-orientadora 
Giselle de Mattos, pelo apoio, conselhos e incentivo durante todo o curso. À Professora 
Renata Simão pela enorme prestatividade sempre que precisei de ajuda. 
 
Agradecimento ao programa PRH-35 pelo apoio financeiro para a execução 
deste trabalho e, em especial, a secretária Cássia pelo suporte em todos os problemas 
e necessidades que tive. 
 
Aos meus amigos e colegas da METALMAT, que tornaram os anos na UFRJ 
mais fáceis pelos momentos divertidos, pelo companheirismo, por terem me ajudado a 
aprender e tirar o melhor do nosso curso. Um agradecimento especial para Amanda, 
Anderson, Breno, Camilla, Cecília, Daniel, Leonardo, Raphael, Rodrigo, Tota, Ughor, 
Vinil e Virgínia. 
 
Aos meus irmãos de vida: Diego, Thiago e Tota. Sem palavras para descrever 
como vocês me ajudaram a passar por isso tudo. Mesmo longe, estamos e estaremos 
juntos! 
 
Aos meus amigos da FAETEC com quem, mesmo com o passar do tempo, eu 
posso contar e são a minha base para passar bons momentos de diversão. Sendo 
assim, meu sincero muito obrigado a vocês: Adriano, Débora, Diego, Diogo, Luisinho, 
Jaison, Ramon e Thaís. 
 
A todos os outros amigos, que porventura eu não citei, obrigado pela amizade. 
Vocês contribuíram para isso também! 
 
v 
 
 
Resumo do Projeto de Graduação apresentado ao DEMM/EP/UFRJ como parte 
integrante dos requisitos necessários para a obtenção do grau de Engenheiro de 
Materiais 
 
AVALIAÇÃO DA RESISTÊNCIA À CORROSÃO LOCALIZADA DE REVESTIMENTO 
SOLDADOS COM LIGAS DE NÍQUEL PELO PROCESSO MIG-PULSADO 
 
Bruno Luis Fernandes Aguero 
 
Julho/2015 
 
Orientadores: Oscar Rosa Mattos, Kioshy dos Santos Assis 
 
Curso: Engenharia de Materiais 
 
Diante das condições severas relacionadas a exploração de óleo e gás em camadas 
profundas, os materiais de engenharia utilizados necessitam atender requisitos de 
resistência mecânica e à corrosão cada vez mais altos. A aplicação de tubos e 
equipamentos feitos com aços de alta resistência e revestidos com ligas de alta 
resistência à corrosão se apresenta como uma alternativa interessante tanto do ponto 
de vista econômico, quanto de engenharia. Estes equipamentos estão frequentemente 
expostos a ambientes químicos severos com altos teores de cloretos, que levam a 
processos de corrosão localizada. Neste trabalho foi estudada a resistência à corrosão 
localizada em meios com cloreto de revestimentos de ligas de níquel 625 e 825 em aço 
carbono soldados com a técnica MIG-Pulsado. Cada liga de níquel foi soldada com uma 
e duas camadas de revestimento, totalizando quatro condições. Além da caracterização 
microestrutural dos revestimentos, três técnicas para avaliação de corrosão localizada 
foram utilizadas e comparadas: o ensaio por imersão ASTM G48 e os ensaios 
eletroquímicos seguindo as normas ASTM G61 e ISO 12732 (DL-EPR). Os ensaios 
ASTM G48 e G61 confirmaram que os revestimentos de liga 625 são mais resistentes 
à corrosão localizada que os de liga 825. A técnica ASTM G61 e ASTM G48-A se 
mostraram adequadas para a comparação do desempenho quanto à corrosão 
localizada de ligas de níquel com composições químicas muito distintas, como é o caso 
das ligas 625 e 825. 
 
vi 
 
Palavras-chave: Corrosão localizada, cladding, ligas de níquel, soldagem de 
revestimento 
Abstract of Undergraduate Project presented to DEMM/POLI/UFRJ as a partial 
fulfillment of the requirements for the degree of Materials Engineer. 
 
EVALUATION OF THE RESISTANCE TO LOCALIZED CORROSION OF WELD 
OVERLAYS WITH NICKEL ALLOYS AND PULSED MIG 
 
Bruno Luis Fernandes Aguero 
 
July/2015 
 
Advisors: Oscar Rosa Mattos, Kioshy dos Santos Assis 
 
Course: Materials Engineering 
 
Facing the severe conditions related to exploration of oil and gas in deep layers, 
engineering materials need to meet higher mechanical and corrosion requirements. The 
application of pipes and equipment made with high-strength steel and coated with high 
corrosion resistance alloys is presented as an interesting alternative from an economic 
and an engineering point of view. These equipments are often exposed to harsh 
chemical environments with high concentrations of chlorides, leading to localized 
corrosion processes. In this work the resistance to localized corrosion in chloride media 
with nickel alloys 625 and 825 coatings in carbon steel welded with the MIG-Pulsed 
technique. Each nickel alloy was welded with one or two coating layers, resulting in four 
conditions. Besides the microstructural characterization of the coatings, three techniques 
for evaluating pitting were used and compared: ASTM G48 immersion test and the 
electrochemical polarization tests ASTM G61 and ISO 12732 (DL-EPR). The ASTM G48 
and G61 tests confirmed that the alloy 625 coatings are more resistant to pitting corrosion 
than the alloy 825. The ASTM G61 e ASTMG48-A technique proved to be suitable for 
performance comparison regarding the pitting corrosion of nickel alloys with very 
different chemical compositions, as is the case of the alloys 625 and 825. 
 
Keywords: localized corrosion, cladding, nickel alloys, weld overlay 
 
 
 
vii 
 
 
 
SUMÁRIO 
 
1. INTRODUÇÃO .................................................................................................................... 1 
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ................................................................................................... 3 
2.1. Condições severas de exploração e produção offshore .............................................. 3 
2.2. Cladeamento ............................................................................................................. 5 
2.2.1. Técnicas de cladeamento ...................................................................................6 
2.3. Material de base ...................................................................................................... 13 
2.4. Metal de revestimento - Ligas de Níquel .................................................................. 15 
2.4.1. Efeitos dos elementos de liga ........................................................................... 17 
2.4.2. Liga Inconel 625 ............................................................................................... 19 
2.4.3. Liga Incoloy 825 ............................................................................................... 20 
2.5. Soldagem MIG ......................................................................................................... 21 
2.5.1. MIG Pulsado (MIG-P) ....................................................................................... 26 
2.6. Corrosão .................................................................................................................. 28 
2.6.1. Mecanismo Eletroquímico de Corrosão ............................................................ 29 
2.6.2. Potencial de Eletrodo ....................................................................................... 30 
2.6.3. Polarização ...................................................................................................... 33 
2.6.4. Passivação ....................................................................................................... 36 
2.6.5. Corrosão Localizada por Pites ........................................................................... 38 
2.7. Técnicas para avaliação de resistência à corrosão localizada .................................... 42 
2.7.1. ASTM G48 – Ensaio de imersão em cloreto férrico ........................................... 42 
2.7.2. Técnicas eletroquímicas ................................................................................... 43 
3. MATERIAIS E MÉTODOS .................................................................................................. 49 
3.1. Materiais ................................................................................................................. 49 
3.2. Processo de Soldagem ............................................................................................. 49 
3.3. Caracterização microestrutural ................................................................................ 50 
3.3.1. Corpos de prova ............................................................................................... 51 
3.3.2. Preparação superficial ...................................................................................... 51 
3.3.3. Ataques químicos ............................................................................................. 52 
3.3.4. Microscopia Ótica ............................................................................................ 52 
3.3.5. Microdureza .................................................................................................... 52 
3.3.6. Análise química por EDS ................................................................................... 53 
viii 
 
3.4. ASTM G48 Método A - Ensaio de Corrosão Química ................................................. 54 
3.4.1. Corpos de prova ............................................................................................... 54 
3.4.2. Ensaio de imersão ............................................................................................ 55 
3.4.3. Microscopia confocal ....................................................................................... 55 
3.5. ISO 12732 - Ensaio de reativação potencio-cinética (DL-EPR) ................................... 56 
3.5.1. Corpos de prova ............................................................................................... 56 
3.5.2. Ensaio de polarização de reativação potencio-cinética (DL-EPR) ....................... 58 
3.6. ASTM G61 - Ensaio de polarização potenciodinâmica cíclica .................................... 59 
3.6.1. Corpos de prova ............................................................................................... 59 
3.6.2. Ensaio de polarização potenciodinâmica cíclica ................................................ 59 
4. APRESENTAÇÃO E DISCUSSÃO DE RESULTADOS............................................................... 61 
4.2. Perfil de dureza ....................................................................................................... 67 
4.3. Análise química ....................................................................................................... 72 
4.4. ASTM G48 Método A - Ensaio de imersão ................................................................ 74 
4.5. ISO 12732 – Ensaio de reativação potencio-cinética (DL-EPR) .................................. 75 
4.6. ASTM G61 - Ensaio de polarização potenciodinâmica cíclica .................................... 78 
4.7. Comparação entre as técnicas de avaliação à corrosão localizada ............................ 82 
5. CONCLUSÕES .................................................................................................................. 85 
6. TRABALHOS FUTUROS ..................................................................................................... 87 
7. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ........................................................................................ 88 
 
 
ix 
 
LISTA DE FIGURAS 
 
Figura 1 - Evolução dos poços de petróleo brasileiros quanto as suas profundidades e aumento 
na complexidade de exploração nos últimos 40 anos [57]. ........................................................ 3 
Figura 2 - Tubos de aço carbono cladeados (a) internamente e (b) externamente com ligas de 
níquel [8]. ................................................................................................................................. 5 
Figura 3 - Processo de cladeamento de placas através de laminação à quente [9]. .................... 8 
Figura 4 - Esquema do processo de cladding de placas por explosão [10]. ................................. 8 
Figura 5 - Forma ondulada característica da interface entre o metal de base e o metal de 
cladeamento em um processo de união por explosão [12]. ..................................................... 10 
Figura 6 - Cladeamento interno em tubulação com soldagem de liga de níquel Inconel 625. ... 11 
Figura 7 - Ilustração do corte transversal de cordões de solda produzidos durante a deposição 
do revestimento. Na ilustração à esquerda, a proporção do metal de base no metal de solda é 
grande, causando uma alta diluição. À direita, o volume do metal de base no metal de solda é 
muito pequeno, caracterizando um cordão de baixa diluição. ................................................. 12 
Figura 8 – Esquema da Zona Termicamente Afetada. À esquerda, as regiões características do 
processo de soldagem e as diferentes regiões da ZTA. À direita, o diagrama de fase de um aço 
carbono, indicando as temperaturas alcançadas e transformações ocorridas nas diferentes 
regiões da ZTA. ....................................................................................................................... 13 
Figura 9 - Classificação das ligas de níquel proposta em [20]. .................................................. 15 
Figura 10 - Perfil de temperaturas de um arco elétrico estabelecido. Adaptado de [29]. ......... 22 
Figura 11 - Processo de transferência do metal e variação de tensão e corrente no modo de 
curto-circuito [31]. .................................................................................................................. 25 
Figura 12 - Transferência por spray é feita pela deposição de centenas de pequenas gotas por 
segundo [31]. .......................................................................................................................... 26 
Figura 13 - Esquemada transferência pulsada relacionando a formação e deposição da gota 
com a variação dos pulsos de corrente [28]............................................................................. 26 
Figura 14 - Esquema da interface entre um eletrodo e uma solução aquosa e do equílibro entre 
os elétrons do eletrodo e ions da solução ............................................................................... 31 
Figura 15 - Esquema simplificado da montagem de um Eletrodo Padrão de Hidrogênio. ........ 33 
Figura 16 - Ilustração das sobretensões catódicas e anódicas de duas reações que ocorrem 
simultaneamente na superfície de um material....................................................................... 34 
Figura 17 - Curva de polarização anódica de metais que apresentam passivação com os estados 
ativo, passivo e transpassivo [37]. EP: potencial de passivação; ETP: potencial de transpassivação
 ............................................................................................................................................... 37 
Figura 18 - Diferentes formas com as quais pites podem se formar [38]. ................................. 38 
Figura 19 - Curva de polarização anódica de metais que apresentam passivação com 
susceptibilidade a pites (36). EP: potencial de passivação; ETP: potencial de transpassivação; Eb: 
potencial de quebra de filme passivo; Epit: potencial de pite .................................................... 39 
Figura 20 - Mecanismo de propagação de um pite formado através da camada passiva de um 
aço inoxidável em meio aerado. .............................................................................................. 41 
Figura 21 - Esquema de uma célula de polarização a três eletrodos......................................... 45 
Figura 22 - Representação de curvas resultantes de um ensaio DL-EPR. A curva (1) representa a 
varredura anódica de ativação e as curvas (2) e (3) a varredura catódica de reativação. No 
gráfico estão indicados os valores de corrente e carga utilizados na avaliação dos resultados. 46 
Figura 23 - Gráfico representando o potencial de pite (Epit) e potencial de repassivação / 
proteção (Eprot). O efeito da presença de cloretos no meio também é ilustrado [36]. ............... 47 
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file:///C:/Users/brunoaguero/Desktop/Bruno/Minhas%20coisas/ufrj/ic2/monografia/06-07-2015%20FINAL%20monografiaBrunoAguero2%20.docx%23_Toc423984489
x 
 
Figura 24 - Esquema da placa do metal de base sobre o qual o revestimento foi soldado. ....... 50 
Figura 25 - Esquema mostrando a linha sobre a qual as medidas de dureza foram tomadas para 
a construção do perfil de dureza. ............................................................................................ 53 
Figura 26 – Linha de perfil de análise química por EDS / MEV na amostra 625-1C. ................... 53 
Figura 27 - Corpos de prova embutidos para o ensaio de imersão ASTM G48-A. ...................... 54 
Figura 28 - Montagem do ensaio de imersão ASTM G48 - método A. Na figura, três amostras na 
condição 625-1C estão imersas em solução de cloreto férrico (6%) aquecida a 50ºC. .............. 55 
Figura 29 - Análise da superfície de uma amostra após o ensaio ASTM G48 método A para 
caracterização dos pites formados .......................................................................................... 56 
Figura 30 - Quantificação do número de pites e medida de suas profundidades. (a) Panorama 
da superfície analisada com pontos indicando possíveis pites. (b) Foco em um pite e linha 
tracejada definindo o perfil de profundidade. (c) Análise do perfil de profundidade para 
medidas de diâmetro e profundidade. .................................................................................... 57 
Figura 31 - Exemplo de amostra para os ensaios DL-EPR e ASTM G61 com as bordas protegidas 
com esmalte incolor. ............................................................................................................... 57 
Figura 32 - Montagem do ensaio de polarização DL-EPR com a indicação dos três eletrodos 
que constituem a célula de polarização. .................................................................................. 58 
Figura 33 - (a) Célula de polarização utilizada no ensaio ASTM G61. (b) Componentes da célula 
de polarização......................................................................................................................... 60 
Figura 34 – Representação de modos de solidificação que ocorrem durante processo de 
soldagem [15]. ........................................................................................................................ 61 
Figura 35 – Micrografias em microscópio ótico de estruturas de solidificação do metal de solda 
da amostra 625-1C com os aumentos (a) 200x e (b) 500x. ....................................................... 63 
Figura 36 - Micrografias em microscópio ótico de estruturas de solidificação do metal de solda 
da amostra 625-2C com os aumentos (a) 200x e (b) 500x. ....................................................... 64 
Figura 37 - Micrografias em microscópio ótico de estruturas de solidificação do metal de solda 
da amostra 825-1C com os aumentos (a) 200x e (b) 500x. ....................................................... 65 
Figura 38 – Micrografias em microscópio ótico de estruturas de solidificação do metal de solda 
da amostra 825-2C com os aumentos (a) 200x e (b) 500x. ....................................................... 66 
Figura 39 - Perfil de dureza através da linha de fusão das amostras revestidas com liga 625. .. 67 
Figura 40 - Perfil de dureza através da linha de fusão das amostras revestidas com liga 825. .. 68 
Figura 41 - Perfil de dureza através da linha de fusão das amostras revestidas com 1 camada. 69 
Figura 42 - Perfil de dureza através da linha de fusão das amostras revestidas com 2 camadas.
 ............................................................................................................................................... 69 
Figura 43 - Microdureza no metal de solda 3 mm acima da linha de fusão da amostra 625-1C.70 
Figura 44 - Microdureza no metal de solda 3 mm acima da linha de fusão da amostra 625-2C.71 
Figura 45 - Microdureza no metal de solda 3 mm acima da linha de fusão da amostra 825-1C.71 
Figura 46 - Microdureza no metal de solda 3 mm acima da linha de fusão da amostra 825-2C.71 
Figura 47 - Perfil de composição química da amostra 625-1C .................................................. 72 
Figura 48 - Perfil de composição química da amostra 625-2C .................................................. 72 
Figura 49 - Perfil de composição química da amostra 825-1C .................................................. 73 
Figura 50 - Perfil de composição química da amostra 825-2C .................................................. 73 
Figura 51 - Curva de ensaio DL-EPR para amostra 625-1C ........................................................ 77 
Figura 52 - Curva de ensaio DL-EPR para amostra 625-2C ........................................................ 77 
Figura 53 - Curva de ensaio DL-EPR para amostra 825-1C ........................................................ 78 
Figura 54 - Curva de ensaio DL-EPR para amostra 825-2C ........................................................ 78 
Figura 55 - Curva do ensaio ASTM G61 daamostra 625-1C ...................................................... 79 
Figura 56 - Curva do ensaio ASTM G61 da amostra 625-2C ...................................................... 79 
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xi 
 
Figura 57 - Curva do ensaio ASTM G61 da amostra 825-1C ...................................................... 80 
Figura 58 - Curva do ensaio ASTM G61 da amostra 825-2C ...................................................... 80 
 
 
xii 
 
LISTA DE TABELAS 
 
Tabela 1 - Resumo do efeito de vários elementos de liga na estabilização de fases em ligas de 
níquel. Traduzido de [20]. ....................................................................................................... 18 
Tabela 2 - Composição da liga de níquel Inconel 625. .............................................................. 19 
Tabela 3 - Propriedades mecânicas de ligas Inconel 625 recozida. ........................................... 19 
Tabela 4 - Composição da liga de níquel Incoloy 825. .............................................................. 20 
Tabela 5 - Propriedades mecânicas da liga Incoloy 825 recozida. ............................................. 21 
Tabela 6 - PREN das ligas 625 e 825 de acordo com as equações acima. .................................. 42 
Tabela 7 - Composição do aço ASTM A-516 Gr. 70 utilizado como metal de base. ................... 49 
Tabela 8 – Condições das amostras estudadas neste trabalho. ................................................ 49 
Tabela 9 - Parâmetros do processo de soldagem ..................................................................... 50 
Tabela 10 - Os corpos de prova utilizados na caracterização microestrutural possuíam larguras 
diferentes como pode ser notado na tabela abaixo. ................................................................ 51 
Tabela 11 - Composição química médias das amostras na região 3 mm acima da linha de fusão
 ..................................................................................................... Erro! Indicador não definido. 
Tabela 12 - Resultados do ensaio de imersão ASTM G48 método A ......................................... 75 
Tabela 13 - Soluções testadas para o ensaio DL-EPR e indicação se foram adequadas para as 
ligas 625 e 825. As soluções checadas apresentaram passivação e boa resolução dos picos de 
corrente de ativação e reativação. .......................................................................................... 75 
Tabela 14 - Resultados do ensaio DL-EPR para as amostras 625-1C e 625-2C ........................... 76 
Tabela 15 - Resultados do ensaio DL-EPR para as amostras 825-1C e 825-2C ........................... 76 
Tabela 16 - Resultado dos ensaios ASTM G61 para as amostras revestidas com liga 625 
(medidas de potencial vs SCE e densidade de corrente em A/cm²). ......................................... 81 
Tabela 17 - Resultado dos ensaios ASTM G61 para as amostras revestidas com liga 825 
(medidas de potencial vs SCE). ................................................................................................ 82 
 
 
 
1 
 
1. INTRODUÇÃO 
 
A crescente demanda pela produção de óleo e gás na sociedade moderna e o 
esgotamento das reservas de petróleo até então exploradas levaram à busca e 
exploração de poços em laminas d’água ainda mais profundas da costa brasileira. A 
exploração de reservas em camadas geológicas extremamente distantes da superfície, 
em especial na camada pré-sal, traz à tona desafios relacionados às condições e 
ambientes nunca antes enfrentados. Estes poços situam-se a grandes distâncias da 
costa litorânea e a profundidades de alguns milhares de quilômetros [1]. 
 
Sendo assim, a explotação de petróleo exige atualmente o desenvolvimento de 
novos materiais para aplicação em equipamentos e tubos em regiões submersas 
referentes à poços ainda inexplorados. Nesses ambientes, as condições químicas, 
físicas e mecânicas são extremamente severas, impondo novos requisitos à seleção de 
materiais e impulsionando o desenvolvimento de materiais capazes de operarem sob 
estas condições de forma confiável e durável. Considerando as condições químicas, o 
óleo extraído de reservas mais profundas possui característica, em termos de 
composição química, agressiva devido à alta concentração de cloretos, gás carbono 
(CO2) e ácido sulfídrico (H2S) que podem levar a diferentes processos corrosivos. Além 
disso, as temperaturas, que podem alcançar até 150ºC no fundo do poço, intensificam 
estes fenômenos. Um outro ponto, é a altíssima pressão existente em grandes 
profundidades, exigindo dos materiais elevada resistência mecânica para evitar falhas 
catastróficas como fraturas ou colapso durante operação. 
 
Diante deste cenário, surge como alternativa o uso de aços de alta resistência 
revestidos com ligas metálicas resistentes à corrosão, como ligas de níquel por exemplo. 
Essa técnica é interessante do ponto de vista técnico, porque os aços de alta resistência 
atuam conferindo as propriedades mecânicas exigidas por esses meios, enquanto que 
os revestimentos fornecem excelentes propriedades de resistência à corrosão nas 
regiões em contato com meios químicos agressivos. Considerando aspectos 
econômicos, a aplicação de ligas nobres como revestimentos de alguns milímetros de 
espessura reduz o custo de produção em relação a tubos completamente produzidos 
com estas ligas (monolíticos), mantendo as propriedades de resistência à corrosão. 
 
Entre essas ligas resistentes à corrosão estão as ligas de níquel Inconel 625 e 
Incoloy 825. Devido às suas excelentes propriedades de proteção contra corrosão, estas 
2 
 
ligas têm sido intensamente estudadas e seu uso é sugerido em normas relacionadas a 
aplicações offshore como DNV-OS-F101 e NORSOK M-001. Estas ligas formam 
camadas de óxidos estáveis que passivam o material, isto é, reduz drasticamente a 
cinética do processo de corrosão. Portanto, quanto mais estável e resistente esta 
camada passiva, melhor será a resistência à corrosão do revestimento e em última 
análise do tubo revestido (cladeado). Apesar de serem resistentes à corrosão 
generalizada, ligas nobres podem ser suscetíveis à corrosão localizada devido à quebra 
do filme passivo possibilitada por aspectos metalúrgicos como depleção de elementos 
de liga ou presença de inclusões. Isto causa a fragilização localizada da camada passiva 
que levam a iniciação e propagação de sítios de corrosão localizada chamados pites. 
Este tipo de corrosão é difícil de ser monitorado e/ou identificado e pode levar à perda 
de resistência e falhas súbitas. Além disso, um pite profundo no revestimento pode 
permitir o contato entre o aço de base, que apresenta pouca resistência à corrosão, e o 
meio agressivo, acelerando ainda mais o processo corrosivo e de falha propriamente 
dita. 
 
Este trabalho investiga a resistência à corrosão localizada de revestimentos 
feitos com as ligas deníquel Inconel 625 e Incoloy 825 pelo processo de soldagem MIG 
pulsado (metal inerte gás, com método de transferência metálica através de arco elétrico 
pulsado) através de técnicas eletroquímicas normalizadas e comumente utilizadas para 
qualificação de procedimentos de soldagem, em aplicações submarinas envolvendo 
meios corrosivos (ISO 12732 e ASTM G61). A aplicação destas técnicas é analisada 
criticamente quanto a avaliação da resistência corrosão de ligas de níquel com 
composições muito distintas como as ligas 625 e 825. O efeito do número de passes de 
soldagem utilizados na deposição do revestimento na ocorrência de pites é também 
investigado. Ainda, análises microestruturais e químicas são realizadas para 
caracterização de cada revestimento e avaliação das causas para diferentes 
comportamentos quanto à resistência à corrosão. 
 
 
3 
 
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 
 
2.1. CONDIÇÕES SEVERAS DE EXPLORAÇÃO E PRODUÇÃO OFFSHORE 
 
A exploração e produção de óleo e gás contidas nas gigantes reservas offshore, 
especialmente do pré-sal, apresentam diversos desafios tecnológicos, que dificultam o 
processo de seleção de materiais, principalmente no que tange atender a vida útil 
prevista em projeto. Nas últimas décadas a profundidade dos poços de exploração 
cresceu significantemente, como pode ser conferido na Figura 1, levando a uma 
crescente exigência nos requisitos dos materiais utilizados em operação, culminando 
com o atual estágio de exploração em reservas extremamente profundas. 
 
A exploração dos poços do pré-sal possui muitas adversidades [2]: 
 
 Uma lâmina de água que varia entre 2000 e 3000 metros até o leito 
marinho; 
Figura 1 - Evolução dos poços de petróleo brasileiros quanto as suas profundidades e aumento 
na complexidade de exploração nos últimos 40 anos [57]. 
4 
 
 A camada de sal pode chegar a uma espessura de 2000 metros. Altas 
temperaturas e pressões levam a um comportamento plástico desta 
camada, que podem levar ao fechamento do poço e a tubos a colapsar; 
 Mistura de óleo, gás e água salgada com alto teor de espécies químicas 
corrosivas como cloretos, gás carbônico (CO2) e ácido sulfídrico (H2S); 
 As temperaturas no fundo dos poços são altas e podem variar entre 
80ºC e 150ºC. Contudo, existe elevada diferença entre a temperatura do 
óleo nos reservatórios até atingir os dutos no fundo da lâmina d’água. 
Neste último estágio, a água se encontra a 4º C e causa a formação de 
um tipo de parafina no óleo, que pode entupir e prejudicar equipamentos 
[1]; 
 As pressões são altíssimas e alcançam 400 bar, o equivalente a 400 
vezes a pressão atmosférica [1]; 
 
De forma geral, em poços de exploração, o óleo bruto extraído contém água de 
alta salinidade (elevados teores de cloreto), principal agente responsável em eletrólitos 
como agente corrosivo em tubos condutores e refinarias. Esta associação se deve à 
tendência natural de acúmulo de água salgada gerada pelas formações geológicas nas 
partes inferiores de reservatórios de petróleo. Apesar das águas de formação serem 
compostas de vários tipos de sais, costuma-se relacionar a salinidade global dessas 
águas em base de cloreto de sódio. Os cloretos são elementos muito ativos no processo 
de corrosão e seu efeito corrosivo está associado à sua hidrólise, quando em solução 
aquosa e submetido a elevadas temperaturas, formando compostos ácidos que, quando 
condensados, promovem rápida corrosão em diversas operações como explotação, 
transporte, armazenamento e refino. Além disso, a presença de íons de cloreto catalisa 
processos de corrosão localizada por crévice e por pite acelerando a dissolução de 
metal dos equipamentos [3,4]. 
 
Por conta destas características, uma das principais áreas de conhecimento a 
ser desenvolvida é a de materiais especiais para equipamentos e dutos submetidos a 
altas pressões e temperaturas, e em ambientes quimicamente hostis que atendam aos 
requisitos de durabilidade e confiabilidade necessários para aplicações críticas na 
indústria de óleo e gás [1]. 
 
 
5 
 
2.2. CLADEAMENTO 
 
Cladeamento ou “Cladding” é uma técnica de revestimento de substratos 
metálicos com um metal dissimilar com o intuito de alcançar melhores propriedades que 
as possuídas pelo material revestido. Os metais cladeados são “compósitos” 
metalurgicamente ligados (aproveitando as principais propriedades de cada material), 
que podem apresentar melhores propriedades de resistência à corrosão e ao desgaste, 
formabilidade, porosidade, condutividade térmica e elétrica, estética, entre outras [5]. 
 
Está técnica é aplicada há mais de 50 anos, contudo diante das características 
desafiantes da exploração de petróleo em jazidas com crescente dificuldade de acesso 
e exigência das propriedades dos materiais, cada vez mais equipamentos revestidos ou 
cladeados se colocam como solução para os requisitos mecânicos e de resistência à 
corrosão nesses ambientes. Esta técnica combina as excelentes propriedades de 
corrosão de aços alta liga e ligas não-ferrosas com as ótimas propriedades de 
resistência e ductilidade de aços carbono, carbono-manganês e baixa liga. O uso desta 
combinação possui custo razoável, se comparada com equipamentos completamente 
produzidos com ligas nobres [6,7]. 
 
 
(a) (b) 
Figura 2 - Tubos de aço carbono cladeados (a) internamente e (b) externamente com ligas de 
níquel [8]. 
 
Considerando equipamentos tubulares, a camada de aço carbono resiste às 
pressões internas e externas, enquanto o revestimento de alta liga confere proteção à 
corrosão. Este revestimento pode ser aplicado tanto internamente, quanto 
externamente, de acordo com as condições de operação. A aplicação do cladeamento 
aço carbono 
Liga de níquel 
6 
 
garante sistemas seguros e sem vazamentos, que atendem a vida útil planejada. Além 
disso, estas ligas são capazes de suportar o contato com fluidos de exploração, evitando 
custosos processos de dessalinização e secagem durante a cadeia de produção. A 
redução no uso de inibidores e na frequência de manutenção e inspeção também 
apresenta enorme vantagem econômica. Ademais, o material de base apresenta alta 
resistência mecânica, o que reduz a espessura necessária para o equipamento, levando 
a ganhos de custo e tempo na fabricação e transporte [6,7]. 
 
Os principais materiais de base cladeados são aços estruturais e aços para tubos 
(graus API) caracterizados por boa soldabilidade e conformabilidade, além de 
satisfazerem os requisitos de resistência e ductilidade em condições de operação. 
Considerando as ligas utilizadas para revestimento (cladeamento), os materiais usuais 
são ligas não-ferrosas como níquel, níquel-cobre e titânio e aços inoxidáveis 
austeníticos. Estas ligas se diferenciam pelos diferentes graus de proteção em meios 
corrosivos. [7]. 
 
Uma aplicação comum de ligas cladeadas, na indústria de óleo e gás, são os 
risers rígidos. Neste tipo de equipamento, o transporte dos fluidos é feito verticalmente 
do seio do mar até a superfície para armazenagem e processamento. Por conta do 
acoplamento no seio do mar e em plataformas-navio (FPSO – Floating Production, 
Storage and Offloading), estes tubos estão submetidos a intensos carregamentos 
dinâmicos causados por correntes marítimas e pelo próprio movimento do navio. Estas 
condições levam a altas pressões internas e externas, que em conjunto com o meio 
fortemente corrosivo, formam um conjunto de requisitos em termos de aspectos 
corrosivos extremos. Outras aplicações comuns são vasos de pressão, trocadores de 
calor, tanques, equipamentos de armazenagem e transporte em geral na indústria 
química, de refino e de óleo e gás. [7] 
 
2.2.1. Técnicas de cladeamento 
 
Existem diversas técnicas utilizadas para produzir placas, tubos e equipamentos 
cladeados. Os processos de revestimento por laminação, por explosão e por soldagem 
serão abordados neste trabalho. Todavia,algumas outras técnicas são conhecidas e 
aplicadas, tais como co-extrusão, acoplamento por interferência e fundição por 
centrifugação. 
 
 
7 
 
2.2.1.1. Co-laminação 
 
As placas do metal de base e de revestimento são preparadas separadamente 
e unidas através de sobreposição das chapas durante a laminação. Este processo 
representa 90% da produção mundial de placas cladeadas. A superfície de uma placa 
que fica em contato com outra é lixada e limpa quimicamente com o intuito de reduzir 
os defeitos na linha de união. A ligação entre as placas é dependente da difusão entre 
a liga de cladeamento e o metal de base, que pode levar ao endurecimento da região 
de união, devido a formação de carbonetos e fases intermetálicas, em função do 
processo de difusão, nucleação e precipitação, intrínsecos deste processamento 
termomecânico. Durante a laminação, os óxidos superficiais são quebrados, o que 
permite o contato metal-metal e, assim, a formação da ligação metálica, através da 
difusão em estado sólido [7]. 
 
A laminação das placas é seguida de tratamento térmico que visa restabelecer 
as ligas cladeadas um estado recozido, de maior ductilidade, e impor as condições 
microestruturais requeridas para o metal de base (normalizado, temperado, recozido, 
entre outras). A temperatura de recozimento das ligas resistentes à corrosão depende 
do tipo de liga e se situa entre 950º C e 1150º C. Ligas de níquel Inconel 625 e Incoloy 
825 e aços inoxidáveis austeníticos da série 300 possuem baixas temperaturas de 
recozimento e são mais facilmente processados, pois leva a menor crescimento de grão 
e, por conseguinte, menor perda de tenacidade no material de base. Por conta disso, a 
fabricação de placas cladeadas com alto requisito de tenacidade é limitado para 
determinados tipos de liga. Testes de qualidade são normalmente feitos após a fase de 
tratamentos térmicos, principalmente através de inspeção por ultrassom e determinação 
da espessura e aderência do revestimento [7]. 
8 
 
 
 
Figura 3 - Processo de cladeamento de placas através de laminação à quente [9]. 
 
2.2.1.2. União por explosão 
 
No processo de união por explosão, as superfícies de dois metais se ligam 
devido à alta pressão gerada pela rápida detonação controlada de explosivos. A pressão 
resultante da explosão causa a quebra dos óxidos superficiais, a expulsão destes óxidos 
e outras contaminantes da superfície de contato, deixando a região perfeitamente limpa 
para aderência e formação da ligação metálica. Além disso, camadas superficiais dos 
metais são deformadas plasticamente pela pressão da explosão [7]. 
 
 
Figura 4 - Esquema do processo de cladding de placas por explosão [10]. 
 
Chapas 
Brutas 
Limpeza 
Superficial 
Pré- 
aquecimento 
Laminação 
Tratamento 
térmico 
Chapas 
Cladeadas 
9 
 
A carga de explosivos é determinada pela resistência, espessura dos materiais 
e da área a serem unidas. A escolha de parâmetros de processo inadequados pode 
causar trincas na região entre o metal de revestimento e o substrato, originados pela 
diferença entre a recuperação elástica do metal de base e revestimento após o 
estiramento causado pela explosão. É possível realizar cladeamento por explosão para 
uma vasta combinação de materiais pelo ajuste das variáveis do processo. Contudo, 
metais com baixa tenacidade ao impacto e baixa ductilidade são especialmente difíceis 
de serem processados. Este processo é o mais comum para revestimento de aços com 
metais refratários tais como ligas de titânio e zircônio [7]. 
 
Revestimentos com espessuras entre 3 e 25 mm são facilmente aplicados por 
explosão. Por outro lado, revestimentos com espessuras muito finas enfrentam 
problemas devido a geometria irregular da linha de união. A frente de impacto do 
processo causa a formação de depressões e picos ao longo da linha de junção entre os 
metais. A amplitude da onda é proporcional à distância da linha de união e a fonte de 
explosão. Quanto menor a espessura do revestimento, menor esta distância e, 
consequentemente, maior a amplitude dos picos e vales. Quando estes picos se tornam 
maiores, trincas surgem nos pontos de máximo destas ondulações [11]. 
 
Na maioria dos casos, não é necessário submeter o metal cladeado a 
tratamentos térmicos, permitindo que um maior número de materiais de base e 
revestimento possam ser combinados. No entanto, é recomendável o uso de tratamento 
térmico para alívio de tensões em cladeamento com ligas de titânio e zircônio para 
recuperar a ductilidade na região de união encruada, principalmente quando houver 
necessidade de processamento mecânico subsequente. Os resultados obtidos na união 
por explosão e por laminação são similares, do ponto de vista da porcentagem de área 
cladeada e da resistência do revestimento ao cisalhamento [7]. 
10 
 
 
Figura 5 - Forma ondulada característica da interface entre o metal de base e o metal de 
cladeamento em um processo de união por explosão [12]. 
 
2.2.1.3. Soldagem de revestimento 
 
Na soldagem de revestimento, uma camada de metal de adição é soldada sobre 
um substrato metálico com o propósito de conferir propriedades superficiais não 
presentes no material de base. Inicialmente, está técnica foi utilizada para revestimento 
de placas usadas na confecção de cascos de navios. Hoje em dia, o processo de 
cladeamento por soldagem tem sido aplicado para revestir cascos já montados, vasos 
de pressão, reatores nucleares e de refinaria, e tubulações. Usualmente, este processo 
é realizado para alcançar requisitos de proteção contra corrosão. Neste caso, a camada 
apresenta espessura mínima de 3 mm, segundo a norma DNV-OS-F101. Os materiais 
comumente utilizados para cladeamento são aços inoxidáveis austeníticos e ligas de 
níquel, embora ligas de cobre também sejam aplicadas em algumas situações. Diversos 
métodos de soldagem vêm sendo aplicados no cladeamento de materiais, 
inclusive: soldagem à arco elétrico com gás de proteção inerte, arco submerso, arame 
tubular e eletroescória. Juntamente com estes procedimentos de soldagem, é possível, 
também, alcançar endurecimento superficial, maior resistência ao desgaste, ao impacto 
e à abrasão, além de serem técnicas comuns para reparo e correção dimensional de 
equipamentos [7]. 
 
Apesar de apresentar as vantagens gerais do cladeamento supracitadas, a 
soldagem de revestimento apresenta algumas limitações e problemas que devem ser 
considerados no processamento dos materiais e fabricações de equipamentos e/ou 
11 
 
componentes metálicos, pois existem limitações inerentes a técnica de soldagem e os 
materiais de revestimentos utilizados. Algumas técnicas de solda possuem 
equipamentos volumosos que impedem o acesso em regiões mais oclusas. Além disso, 
cada processo de soldagem tem suas posições de soldagem permitidas. Por exemplo, 
no caso do arco submerso, somente a posição plana é permitida. Para condições de 
difícil acesso e soldagem posicional, isto é, em posição diferente da posição plana, os 
processos TIG e MIG/MAG são os mais utilizados. Além disso, o metal de adição pode 
ter tal composição que apresente um modo de solidificação eutético, caracterizada na 
solda por formar uma poça de fusão bastante fluida, o que dificulta a soldagem em 
posições diferentes da plana [7]. 
 
 
Figura 6 - Cladeamento interno em tubulação com soldagem de liga de níquel Inconel 625. 
 
A composição química resultante do metal de solda será resultante da mistura 
entre o metal de adição e o metal de base. A parcela de metal de base que compõe o 
metal de solda é caracterizada pelo coeficiente de diluição, ou simplesmente diluição, e 
é obtida através da seguinte equação [13]: 
 
𝐶𝑜𝑒𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝑑𝑖𝑙𝑢𝑖çã𝑜 = 
𝑄𝑢𝑎𝑛𝑡𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑑𝑒 𝑚𝑒𝑡𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑏𝑎𝑠𝑒 𝑓𝑢𝑛𝑑𝑖𝑑𝑜 𝑛𝑜 𝑚𝑒𝑡𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑠𝑜𝑙𝑑𝑎
𝑄𝑢𝑎𝑛𝑡𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑑𝑒 𝑚𝑒𝑡𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑠𝑜𝑙𝑑𝑎
 
 
12Figura 7 - Ilustração do corte transversal de cordões de solda produzidos durante a deposição 
do revestimento. Na ilustração à esquerda, a proporção do metal de base no metal de solda é 
grande, causando uma alta diluição. À direita, o volume do metal de base no metal de solda é 
muito pequeno, caracterizando um cordão de baixa diluição. 
 
Em casos em que a taxa de deposição do metal de adição e aporte térmico são 
muito altos, há grande diluição do metal de revestimento, o que pode levar a queda 
significativa da resistência à corrosão dos revestimentos devido aumento do teor de 
ferro proveniente do metal de base [14]. A diluição pode ser reduzida com a deposição 
de camadas extras de solda, levando ao aumento de custos e tempo de produção. Em 
diversas aplicações na indústria de óleo e gás, duas ou mais camadas de revestimentos 
são depositadas para atender a requisitos de diluição especificados. A soldagem de 
camadas adicionais de revestimentos em determinadas ligas de níquel, como C276 e 
C22, pode levar a trincas nas camadas previamente depositadas [7]. Por conta disso, 
cuidados no controle do aporte térmico são necessários durante a soldagem destas 
ligas. 
 
A região do metal de base próxima a linha de fusão está sujeita a uma faixa de 
temperaturas, que não são altas o suficiente para fundir o material, porém suficientes 
para levar a alterações microestruturais. Essa região é chamada de Zona Termicamente 
Afetada (ZTA). Quanto mais afastado da linha de fusão, menores as temperaturas em 
que o metal de base está exposto e diferentes e/ou nenhuma serão as transformações 
microestruturais. De forma geral para um aço carbono, na região mais próxima da linha 
de fusão, as temperaturas mais altas levam ao crescimento de grãos. Abaixo desta 
região, uma zona de refino de grão é formada, pois as temperaturas não ultrapassam 
muito a temperatura de transformação austenítica e causam a nucleação de grãos 
refinados que serão transformados no resfriamento. Na região imediatamente abaixo, a 
temperatura alcançada causa apenas uma transformação parcial das fases em 
austenita e, portanto, leva a um refino parcial da microestrutura (região comumente 
chamada de “intercrítica”, região B da figura 8). Para metais de base que possuam 
teores maiores de carbono, é comum a formação de martensita durante o resfriamento 
[15]. 
13 
 
 
Figura 8 – Esquema da Zona Termicamente Afetada. À esquerda, as regiões características do 
processo de soldagem e as diferentes regiões da ZTA. À direita, o diagrama de fase de um aço 
carbono, indicando as temperaturas alcançadas e transformações ocorridas nas diferentes 
regiões da ZTA. 
 
Pode ocorrer endurecimento próximo a interface entre metal de base e de solda 
devido ao desenvolvimento de uma região de composição intermediária variável de alta 
temperabilidade chamada de Zona Parcialmente Misturada (PMZ - Partially Mixed 
Zone), que leva a formação de martensita durante o resfriamento rápido devido ao ciclo 
térmico de soldagem [16]. 
 
A execução do controle de qualidade destes revestimentos é usualmente 
realizada através de técnicas de líquido penetrante e ultrassom. A usinagem superficial 
do revestimento, para obtenção de uma superfície suave, pode ser exigida antes destes 
procedimentos. Tratamento térmico após a soldagem é recomendado quando a dureza 
do material de base excede limites especificados. O tratamento aplicado é dependente 
do material de base e, em alguns casos, o revenimento pode ser suficiente para a 
redução da dureza, sem levar a precipitação de carbetos de cromo e molibdênio, que 
poderiam impactar negativamente a resistência à corrosão do revestimento [7]. 
 
2.3. MATERIAL DE BASE 
 
Segunda as normas NORSOK M-001 e DNV-OS-F101, relacionadas a 
equipamentos e tubulações na indústria de óleo e gás, os materiais de base mais 
Líquido 
Líquido +  
 
Carbono, % peso 
T
e
m
p
e
ra
tu
ra
, 
ºC
 
14 
 
utilizados em soldagem de revestimento são aços carbono e baixa liga. Os aços carbono 
são compostos basicamente de ferro e carbono, além de teores residuais de manganês, 
silício, fósforo e enxofre, em níveis considerados normais. Estes aços constituem o 
grupo de materiais mais utilizado na engenharia e na indústria, pois as suas boas 
propriedades mecânicas, seja fundido ou processados termomecanicamente, são 
capazes de atender os requisitos da maior parte das aplicações e especificações. Porém 
aços carbono apresentam limitações, principalmente relacionadas à resistência à 
corrosão, ao calor e ao desgaste. Estas classes de aços podem ser classificadas, 
quanto ao teor de carbono, como baixo-carbono (< 0,25%), médio-carbono (entre 0,25% 
e 0,60%) e alto-carbono (entre 0,6% e 1,4%) [17]. 
 
Aços baixa liga apresentam teor de elementos de liga menores que 2%. A adição 
destes elementos é feita para alcançar melhores propriedades mecânicas, físicas, de 
processamento, de resistência à corrosão, entre outras. No entanto, a adição destes 
elementos de liga não é suficiente para levar a profundas mudanças microestruturais 
e/ou nos parâmetros dos tratamentos térmicos aplicados nos aços não ligados [17]. 
 
Uma outra possibilidade para materiais base são os aços de alta resistência e 
baixa liga (ARBL), que são projetados para se obter melhores propriedades mecânicas 
e/ou melhores propriedades de resistência à corrosão atmosférica do que os aços 
carbono comuns. Estes aços possuem um conceito diferente de desenvolvimento no 
que tange a sua especificação. O critério a ser atendido por estes materiais é, 
prioritariamente, o comportamento mecânico, levando em consideração boa resistência 
à corrosão generalizada. A composição química de um aço ARBL específico pode variar 
de acordo com sua espessura para que as propriedades mecânicas especificadas sejam 
alcançadas. Os teores de carbono (entre 0,05% e 0,25%) e manganês (abaixo de 2%) 
toleráveis na composição química são baixos para obtenção de boa soldabilidade e 
formabilidade. Além disso, pequenas quantidades de outros elementos de liga como 
cromo, níquel, cobre, molibdênio, nitrogênio, vanádio, entre outros, podem fazer parte 
da composição destes aços. Apesar do uso destes elementos, estes aços não são 
considerados aços-liga, mas sim como uma categoria separada similar a aços carbono 
baixa liga endurecidos pela pequena adição de elementos de liga e/ou por tratamentos 
térmicos e termomecânicos como laminação controlada ou têmpera [18]. 
 
 
 
15 
 
2.4. METAL DE REVESTIMENTO - LIGAS DE NÍQUEL 
 
As normas e manuais de especificação para aplicações industriais na área de 
óleo e gás natural, em geral, e offshore indicam que as ligas resistentes à corrosão mais 
indicadas para cladeamento são ligas à base de níquel, aços inoxidáveis austenítico, 
martensítico e ferrítico-austenítico (duplex), e outros aços inoxidáveis [7,19]. Dentre 
estas ligas, as ligas de níquel são interessantes devido as suas propriedades de 
resistência à corrosão em meio aquoso combinados com alta temperatura, além de 
ductilidade e tenacidade em baixas temperaturas. Quando utilizadas na forma de 
eletrodos consumíveis de solda, possuem a característica de manterem resistência e 
ductilidade, apesar de apresentarem boa solubilidade para diferentes elementos de liga. 
Ligas de níquel podem ser utilizadas desde temperaturas criogênicas até temperaturas 
próximas a 1200º C, porque a matriz se mantém austenítica desde a solidificação até o 
zero absoluto. As aplicações para estas ligas são as mais diversas como na área de 
exploração de óleo e gás, indústrias petroquímicas e químicas, aeroespacial, controle 
de poluição, entre outras [20]. 
 
 
O aparecimento das primeiras ligas de níquel comercialmente interessantes foi 
no fim do século 19 e o desenvolvimento de ligas mais complexas ocorreu durante o 
século 20. Por exemplo, o surgimento das ligas Incoloy 825 e Inconel 625 se deu nasNíquel e Ligas de Níquel
Comercialmente 
Pura
Ni
Endurecidas por 
Solução Sólida
Ni-Cu
Ni-Mo
Ni-Fe
Ni-Cr-Fe
Ni-Cr-Mo-W
Ni-Fe-Cr-Mo
Ni-Cr-Co-Mo
Endurecidas por 
Precipitação
Ni-Al-Ti
Ni-Cu-Al-Ti
Ni-Cr-Al-Ti
Ni-Cr-Nb
Ni-Fe-Cr-Nb-Al-
Ti
Ligas Especiais
Intermetálicos 
Ni-Al
Dispersão de 
Óxidos
Figura 9 - Classificação das ligas de níquel proposta em [20]. 
 
16 
 
décadas de 50 e 60, respectivamente. Diferente dos aços e ligas de alumínio, as ligas 
a base de níquel não possuem um sistema de classificação sistemático. Além disso, 
estas ligas variam significantemente quanto aos teores de seus elementos químicos. 
Por conta disso, as ligas de níquel são conhecidas por seus nomes comerciais ou pelo 
número de identificação dado pelo inventor. De forma geral, a classificação 
representada na Figura 9, baseada na composição das ligas, pode ser utilizada. Estas 
ligas podem ser, portanto, divididas em [20]: 
 
 Comercialmente puras – aquelas que contém teor de níquel acima de 
99% em peso. São formadas basicamente por uma fase denominada gama ou 
austenítica, que possui o arranjo cúbico de faces centradas. Apesar de apresentarem 
baixa resistência e dureza, são bastante aplicadas em meios corrosivos. 
 
 Endurecidas por solução sólida - são usadas em aplicações onde são 
necessárias resistência mecânica moderada e excelente resistência à corrosão em 
temperaturas até 800º C. O aumento na resistência é alcançado pela adição de 
elementos de liga substitucionais, tais como cromo, molibdênio, tungstênio e ferro que 
endurecem a matriz austenítica do níquel. Cada um destes elementos provém 
propriedades específicas às ligas e alteram a soldabilidade das mesmas. A resistência 
à tração e o limite de escoamento destas ligas podem alcançar desde 480 MPa até 830 
MPa, respectivamente. Se os requisitos de operação exigem resistência superior, ligas 
endurecidas por precipitação devem ser utilizadas. Entre as ligas desta classificação, 
se encontram as ligas Inconel 625 e Incoloy 825, estudadas neste trabalho. 
 
 Endurecidas por precipitação – contém adições de titânio, alumínio e 
nióbio para formação de precipitados, que promovem o endurecimento por precipitação 
após tratamento térmico apropriado. Os precipitados mais comuns são chamados de 
“gama linha” (“gama prime”) [γ’ - Ni3Al, Ni3Ti e Ni3(Ti,Al)] e “gama duas linhas” (γ″ - 
Ni3Nb). Através de composição e tratamentos térmicos adequados, estas ligas podem 
alcançar limite de resistência à tração e limite de escoamento a 0,2% de 1380 MPa e 
1035 MPa. O termo “superliga” foi incialmente criado devido estas ligas endurecidas por 
precipitação apresentarem excelentes propriedades mecânicas e de resistência à 
corrosão em altas temperaturas. 
 
 Ligas especiais – fazem uso de técnicas especiais para aumento das 
propriedades mecânicas em altas temperaturas. Um exemplo destas técnicas é a 
melhoria de propriedades de fluência a partir da fina dispersão de partículas de óxido 
17 
 
de Ítrio na matriz metálica. Ligas de níquel-aluminato alcançam alta resistência 
mecânica através de um sistema formado pelos compostos intermetálicos NiAl e Ni3Al. 
 
2.4.1. Efeitos dos elementos de liga 
 
Em ligas à base de níquel, é comum a presença de muitos elementos de liga na 
composição com diferentes intuitos e implicações. Como já visto anteriormente, o 
aumento da resistência mecânica é um dos propósitos para o uso dos elementos de 
liga. Este aumento pode ocorrer por endurecimento por solução sólida de átomos 
substitucionais ou pela precipitação de fases ᵞ’ e ᵞ’’. Estas duas últimas fases 
precipitadas também podem sofrer endurecimento por solução sólida. Os átomos dos 
elementos que apresentam tamanho, estrutura eletrônica e microestrutura semelhantes 
aos átomos da matriz possuem maior capacidade de se manterem em solução sólida. 
Contudo, o efeito de endurecimento é mais eficiente quando há maior distorção da rede 
cristalina, causada pela diferença no tamanho dos átomos entre os elementos de liga e 
do níquel [20]. 
 
Algumas ligas possuem teores de carbono consideráveis, que podem levar a 
formação de carbonetos ou carbonitretos, dependendo da composição da liga, do 
processamento do material ou do tempo de operação. Estes carbonetos podem 
apresentar estequiometrias variadas como MC, M(CN), M23C6 ou MC6, onde a letra “M” 
representa metais presentes na matriz. Os dois primeiros possuem microestrutura 
cúbica de faces centradas (CFC) e são formados em regiões interdendríticas através de 
reação eutética durante a solidificação, após a segregação de elementos de liga na 
parte líquida. Os carbetos M23C6 apresentam uma complexa estrutura cristalina do tipo 
cúbica de corpo centrado (CCC), são ricos em cromo e se formam em altas 
temperaturas, entre 760 e 980º C. Estes carbonetos se formam nos contornos de grãos 
como partículas coerentes e, assim, melhoram as propriedades de fluência do material, 
dificultando o deslizamento/cisalhamento dos grãos. Quanto aos carbonetos MC6, estes 
se formam entre 815 e 980 º C e também apresentam complexa estrutura CCC [20]. 
 
Além disso, outros compostos deletérios, denominados como fases 
topologicamente compactas (“TCP – Topologically closed packed”), podem ser 
formados durante processamento térmico e/ou longo tempo de operação. Entre estas 
fases estão as fases Sigma (σ), Laves (λ, Fe2Mo, Co2Ti, Co0,67Ta0,33), Pi (P, Cr9Mo21Ni) 
e Mi (μ,Fe7W6) [21]. As fases Sigma e Laves, por exemplo, se formam ao final da 
solidificação, causadas pela segregação de molibdênio e nióbio, respectivamente. Os 
18 
 
planos compactos destas fases se situam paralelos aos planos {111} da matriz da fase 
austenita. As fases TCP são usualmente indesejáveis, pois causam perda de resistência 
mecânica, corrosão e por conta da depleção de elementos como cromo, molibdênio e 
tungstênio na matriz da liga [20]. 
 
Do ponto de vista de proteção contra a corrosão, a mais importante das 
implicações dos elementos de liga é a formação de uma camada de óxido densa e 
aderente na superfície do material. Esta camada confere propriedades de resistência à 
corrosão e à oxidação em ligas de níquel devido a formação dos óxidos de cromo e 
alumínio (Cr2O3 e Al2O3). A difusão de espécies químicas, como oxigênio e compostos 
sulfurados, para dentro, e elementos de liga para fora do material, através desta camada 
é bastante reduzida, o que reduz consideravelmente a velocidade de oxidação do 
material. A adição de alumínio, molibdênio e tungstênio contribuem para a melhoria nas 
propriedades de resistência à corrosão, embora, de forma geral, adições de elementos 
de liga e o consequente aumento na complexidade da liga tendem a piorar esta 
propriedade. As ligas níquel-cromo com presença de molibdênio e tungstênio possuem 
excelentes propriedades de resistência à corrosão por pite e por crévice. O processo de 
formação desta camada é chamado de passivação e será abordado mais 
especificamente em seções posteriores [20,22]. Os elementos atuantes nos diferentes 
fenômenos descritos acima estão resumidos na Tabela 1Tabela 1 - Resumo do efeito 
de vários elementos de liga na estabilização de fases em ligas de níquel. Traduzido de 
. 
 Tabela 1 - Resumo do efeito de vários elementos de liga na estabilização de fases em ligas de 
níquel. Traduzido de [20]. 
EFEITO ELEMENTOS 
Endurecedores por solução sólida Co, Cr, Fe, Mo, W, Ta 
Formadores de γ′ - Ni3(Al,Ti) Al, Ti 
Endurecedores de γ′ por solução sólida Cr, Mo, Ti, Si, Nb 
Formadores de γ″- Ni3Nb Nb 
Formadores de Carbetos: 
MC e M(C,N) 
M7C3 
M23C6 
M6C 
 
W, Ta, Ti, Mo, Nb 
Cr 
Cr, Mo, W 
Mo, W 
Fases TCP ( σ , P, μ , Laves) Ti, V, Zr, Nb, Ta, Al, Si 
Formadores de Óxidos Superficiais (Cr2O3/Al2O3) Cr, Al 
19 
 
 
2.4.2. Liga Inconel 625 
 
A liga Inconel 625 (UNS N06625) é uma liga Ni-Cr-Mo-Nb de estrutura cúbica de 
face centrada, classificada como endurecidapor solução sólida. A Tabela 2 apresenta 
a composição desta liga. Inicialmente, foi desenvolvida para ser aplicada em turbinas 
sob alta temperatura, todavia, devido às suas excelentes propriedades de resistência à 
corrosão, é utilizada em diversos aplicações industriais como processamento químico e 
termoquímico, refinarias, explotação de óleo e gás, geração de energia, reatores 
nucleares, indústria aeroespacial, entre outras [20,23]. 
 
Tabela 2 - Composição da liga de níquel Inconel 625. 
PRINCIPAIS ELEMENTOS (%) 
C Cr Mo Fe Nb Mn Si Al Ni 
0,10 20 - 23 8 - 10 5,0 3,15 – 4,15 0,5 0,5 0,4 Restante 
 
Esta liga apresenta boa conformabilidade, boa soldabilidade, elevada resistência 
mecânica, como pode ser notado na Tabela 3, e excelente resistência à corrosão em 
diferentes temperaturas e pressões. A temperatura de serviço, mantendo resistência e 
tenacidade, pode variar de temperaturas criogênicas até temperaturas tão elevadas 
982º C, por curto intervalos de tempo. O bom comportamento mecânico é obtido 
principalmente pela presença de molibdênio e nióbio em solução sólida. Após 
envelhecimento, a resistência mecânica pode ainda ser aumentada pela precipitação da 
fase ortorrômbica γ″, rica em nióbio [24,25]. 
 
Tabela 3 - Propriedades mecânicas de ligas Inconel 625 recozida. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Limite de resistência à tração (MPa) 830 
Limite de escoamento a 0,2% (MPa) 415 
Alongamento (%) 30 
Redução de área (%) 35 
Dureza (HV) 209 
20 
 
A liga 625 é interessante em meios com água salgada, devido à baixa 
susceptibilidade à corrosão localizada, alta resistência à corrosão-fadiga, elevada 
resistência à tração e excelente resistência à corrosão sob tensão na presença de 
cloretos. De forma geral, este material apresenta resistência a ataques tanto de ácidos 
inorgânicos, tais como ácido sulfúrico e clorídrico, quanto de ácidos orgânicos e 
espécies alcalinas, em meios oxidantes e redutores. Além disso, a liga 625 não sofre 
sensitização significante quando exposta a altas temperaturas por longos períodos de 
tempo, o que evita a ocorrência de corrosão intergranular [24]. 
 
Quanto à soldagem, as ligas Inconel 625 são facilmente soldadas quando 
submetidas a processos convencionais. As boas propriedades de resistência à corrosão 
e à oxidação, resistência mecânica e tenacidade são mantidas nas ligas soldadas, e 
tratamentos térmicos pós-soldagem não são necessários para restaurar estas 
propriedades. E mesmo quando a soldagem é dissimilar, existe uma alta tolerância a 
diluição da solda para manutenção destas propriedades [24]. 
 
2.4.3. Liga Incoloy 825 
 
A liga Incoloy 825 (UNS N08825) é uma liga Ni-Fe-Cr com adições de 
molibdênio, titânio e cobre classificada como endurecida por solução sólida. Este 
sistema ternário (Ni-Fe-Cr) é a base dos aços inoxidáveis e de muitas ligas comerciais 
de níquel. Na solidificação das ligas que se enquadram neste sistema, as 
microestruturas finais podem ser austenítica (cúbica de faces centradas) ou ferrita delta 
(cúbica de corpo centrado). No caso da liga 825, o alto teor de Níquel estabiliza a fase 
austenítica em temperatura ambiente [20]. A composição desta liga pode ser conferida 
na Tabela 4. 
 
Tabela 4 - Composição da liga de níquel Incoloy 825. 
PRINCIPAIS ELEMENTOS (%) 
Ni C Cr Mo Al Nb Ti Mn Si Fe 
38 – 46 0,05 19,5 - 23,5 2,5 - 3,5 0,2 2 0,6 – 1,2 1,0 0,5 22 (mín.) 
 
A liga 825 foi desenvolvida na década de 50 para meios contendo ácido sulfúrico. 
Esta liga apresenta boas propriedades de conformabilidade e soldabilidade, boas 
propriedades mecânicas até temperaturas razoavelmente altas e resistência à corrosão 
21 
 
em meios tanto redutores quanto oxidantes [26]. Entre as aplicações em que esta liga 
pode ser selecionada estão trocadores de calor, tubulações, tanques e vasos de 
pressão da indústria química e marinha, indústria nuclear, e ainda, em processos de 
produção de papel, de incineração de lixo e hidrometalúrgicos. 
 
A principal característica desta liga é a elevada resistência à corrosão provida 
pelos elementos de liga. O alto teor de níquel em conjunto com molibdênio e cobre, 
conferem excelente resistência a meios redutores contendo ácidos sulfúrico e fosfórico. 
Apesar de níquel e molibdênio conferirem razoável resistência à corrosão localizada na 
presença de ácido clorídrico, a liga 825 é susceptível à corrosão por pites e por crévice 
na presença de cloretos, especialmente em meios estagnados e desaerados. A forte 
presença de ferro (por volta de 30%) reduz a resistência a substâncias alcalinas e 
halogênios. Por outro lado, o teor de cromo na composição provê resistência em meios 
oxidantes que contenham substâncias como ácido nítrico, nitratos e sais oxidantes. 
Além disso, titânio pode reduzir os efeitos de sensitização e a susceptibilidade à 
corrosão intergranular nestas ligas [26,27]. 
 
A liga 825 possui resistência mecânica moderada e alta tenacidade e ductilidade 
de temperaturas criogênicas até 540ºC. A partir desta temperatura, transformações 
microestruturais podem ocorrer e fases frágeis podem ser formadas, causando perda 
de ductilidade e resistência ao impacto. Por conta disso, esta liga não é aplicada em 
aplicações em temperaturas maiores que 540ºC, onde requisitos de resistência à 
fluência e à fratura são necessários [26]. 
 
Tabela 5 - Propriedades mecânicas da liga Incoloy 825 recozida. 
Limite de resistência à tração (MPa) 655 
Limite de escoamento a 0,2% (MPa) 345 
Alongamento (%) 35 
Redução de área (%) 40 
Dureza (HV) 195 
 
2.5. SOLDAGEM MIG 
 
22 
 
O processo MIG (Metal Inert Gas) é um subtipo da técnica de soldagem GMAW 
(Gas-Metal Arc Welding), que consiste na união de metais através do aquecimento das 
peças causado por um arco elétrico protegido por um gás de proteção e estabelecido 
entre o eletrodo consumível na forma de arame (metal de adição) e o substrato (metal 
de base). No caso do processo MIG, o equipamento de soldagem provê gás inerte, 
como argônio e hélio, para proteção do arco elétrico e do metal de solda contra o contato 
com a atmosfera. Este tipo de processo de soldagem pode acarretar problemas como 
porosidade, defeitos de fusão e excesso de óxidos, inclusões e trincas. Esta técnica se 
tornou comercialmente disponível em 1948, inicialmente voltada para a soldagem de 
alumínio. Contudo, atualmente, pode-se utilizar esta técnica para a soldagem dos metais 
mais importantes comercialmente, tais como, aços carbono, aços baixa liga, aços 
inoxidáveis e ligas de cobre, alumínio e níquel [11]. 
 
A fonte de calor mais utilizada na soldagem de metais é o arco elétrico, pois este 
apresenta adequada concentração de energia para a fusão de diferentes tipos de metais 
de adição, facilidade de controle (parâmetros essenciais e intrínsecos do procedimento 
de soldagem, como corrente e tensão) e baixo custo relativo do equipamento. O eletrodo 
positivo é chamado de ânodo e o negativo, cátodo. A partir de uma diferença de 
potencial aplicada entre estes eletrodos, os elétrons são acelerados para o ânodo [28]. 
As temperaturas alcançadas por um arco elétrico em um processo de soldagem podem 
ser tão altas quanto 10.000K como pode ser conferido no perfil de temperaturas em 
processo de soldagem por arco elétrico com uma corrente de 100A representado na 
Figura 10 [29]. 
 
Figura 10 - Perfil de temperaturas de um arco elétrico estabelecido. Adaptado de [29]. 
 
A forma mais usual de ignição do arco elétrico, por conta de sua simplicidade, é 
através de curto circuito. O arame é alimentado até tocar a peça a ser soldada, formando 
23 
 
o curto circuito. Neste momento a corrente sobe e o arame esquenta por efeito Joule, 
levando à explosão do arame. Esta explosão vaporiza o arame e ioniza o gás de 
proteção para criação do arco elétrico. Este processo pode se repetir diversas vezes até 
que o arco seja estabilizado. O ponto negativo desteprocesso é que a reação explosiva 
do arame causa a formação de respingos. Uma alternativa a este método é denominada 
como ignição suave e é mais utilizada em soldagem automatizada. Este processo 
consiste na lenta aproximação do arame até o toque na peça e posterior retração do 
arame, controladas pelo equipamento de solda. A tensão então é regulada para que o 
arco seja estabelecido em um determinado comprimento de arco (distância entre arame 
e peça) [28]. 
 
O arco elétrico funde continuamente o arame conforme ele é posto em contato 
com a poça de fusão. A soldagem pode ocorrer em corrente contínua ou corrente 
alternada. Normalmente se emprega corrente contínua com o arame no polo positivo, 
pois a configuração contrária, com o arame no polo negativo, prejudica a transferência 
metálica do metal fundido para a poça. Todavia, na soldagem de componentes que 
exigem menor penetração e deformação durante o processo, como chapas finas, o uso 
de corrente contínua é inadequado e corrente alternada pode ser aplicada [30]. 
 
A soldagem MIG utiliza geralmente correntes numa faixa de 50 A até mais que 
600 A e voltagens de 15 V até 32 V. A escolha da corrente utilizada depende da 
espessura da peça soldada, do diâmetro do eletrodo e das características geométricas 
do cordão de solda, enquanto que a voltagem aplicada depende do comprimento do 
arco elétrico, do eletrodo utilizado, do gás de proteção e do modo de transferência do 
metal de adição para a poça de fusão [31]. 
 
Existem diversas vantagens do processo MIG em relação a outras técnicas [31]: 
 
 A soldagem pode ser realizada em todas as posições; 
 Não há formação de escória durante o processo; 
 Alta produtividade, pois a velocidade do processo e a taxa de deposição 
são altas; 
 Menores distorções são causadas nas peças soldadas; 
 O tempo total de soldagem de um procedimento feito em MIG é a metade 
do tempo necessário para o mesmo procedimento feito utilizando o 
processo com eletrodo revestido (SMAW - Shielded Metal Arc Welding); 
24 
 
 Não há perdas excessivas de consumível, como há no processo SMAW. 
 
E há também limitações e desvantagens como [11]: 
 
 O equipamento é relativamente caro e complexo. Devido ao cilindro de 
gás de proteção acoplado e a portabilidade do equipamento, que é 
limitada; 
 O tamanho da tocha dificulta a soldagem em regiões de difícil acesso 
(acessibilidade); 
 A soldagem em lugares abertos é comprometida pela presença de 
correntes de ar, que podem dispersar o gás de proteção, a menos que a 
área de soldagem seja devidamente isolada; 
 O arco elétrico emite fortes radiações e calor, que exigem dos soldadores 
equipamentos de segurança e proteção adequados. 
 
A transferência metálica é o mecanismo pelo qual o metal do arame consumível 
passa para o metal de solda na peça. Os fatores relevantes para a definição do modo 
de transferência são as características da corrente de soldagem, do eletrodo, do gás de 
proteção e da fonte de tensão, além do comprimento do arco e do percentual de diluição 
desejado. De acordo com estes parâmetros, o modo de transferência pode variar 
tradicionalmente entre curto-circuito, globular e spray. Além desses, ainda há o modo 
de transferência pulsado, que ocorre devido a emissão controlada de pulsos de corrente 
pela fonte de tensão [11]. A seguir, as principais características de cada um destes 
modos: 
 
Transferência por curto-circuito – envolvem as menores correntes e diâmetros 
de eletrodos utilizados na soldagem MIG. Este modo produz uma pequena poça de 
solda, que é geralmente adequada para espessuras finas e soldagem posicional. O 
metal é transferido do eletrodo para a peça somente quando o arame está em contato 
com a poça de solda. Não há transferência de metal através do arco elétrico, pois as 
correntes não são altas o suficiente para causar a deposição do metal fundido. O 
eletrodo pode entrar em contato com a poça de 20 a 200 vezes por segundo. Quando o 
contato ocorre, a corrente aumenta e deposita a gota que estava líquida na ponta do 
arame e, assim, reinicia um novo arco elétrico. O aumento da corrente deve ser tão alto 
quanto necessário para causar o desprendimento da gota de metal, e ainda sim o mais 
baixo possível, tal que reduza os respingos gerados pela deposição da gota [11]. 
25 
 
 
 
Figura 11 - Processo de transferência do metal e variação de tensão e corrente no modo de 
curto-circuito [31]. 
 
 Transferência globular - este modo é caracterizado pela formação de 
gotas com diâmetro maior que o diâmetro do eletrodo. A corrente utilizada neste modo 
é relativamente baixa, um pouco superior às correntes utilizadas no modo curto-circuito. 
Contudo, se o gás de proteção utilizado for hélio ou dióxido de carbono, o modo de 
transferência será globular independente da corrente aplicada. Por conta do tamanho 
maior da gota formada, esta sofre relevante efeito gravitacional, o que limita a soldagem 
basicamente a posições planas. Este modo é pouco controlado e causa respingos e 
curtos-circuitos ocasionais [11,31]. 
 
 Transferência spray – neste modo há formação e deposição de muitas 
pequenas gotas a uma taxa de centenas por segundo, que são aceleradas através do 
arco elétrico. Esta transferência requer que o gás de proteção seja rico em argônio, o 
eletrodo esteja com polaridade positiva e a corrente aplicada seja acima de uma 
corrente crítica, dependente do diâmetro e da temperatura de fusão do eletrodo. A partir 
da corrente crítica, a transferência passa de globular para spray. A deposição das gotas 
é estável e livre de respingos [11]. 
 
26 
 
 
Figura 12 - Transferência por spray é feita pela deposição de centenas de pequenas gotas por 
segundo [31]. 
 
2.5.1. MIG Pulsado (MIG-P) 
 
Esta variação do processo MIG se difere dos modos de transferência anteriores 
pelo controle do tamanho da gota e da frequência de deposição através do arco, que é 
feito pelo equipamento de solda. Além disso, o aporte térmico no processo também pode 
ser controlado pelo equipamento. O arco pulsado é caracterizado pela existência de 
dois níveis de corrente: corrente de base e corrente de pico. Na primeira, a corrente é 
mais baixa e tem como finalidade aquecer o arame e manter o arco elétrico. A corrente 
de pico gera energia suficiente para destacar a gota da extremidade do arame e projetá-
la através da coluna do arco [32]. 
 
A transferência ocorre como no modo spray com gases de proteção 
majoritariamente inertes, mas a frequência com que uma gota é destacada é 
determinada através de softwares de controle do equipamento. Os equipamentos de 
MIG-P permitem mudanças nos parâmetros de solda para adequação em diversas 
Figura 13 - Esquema da transferência pulsada relacionando a formação e deposição da gota com a 
variação dos pulsos de corrente [28]. 
27 
 
aplicações e gases diferente. Usualmente, estas máquinas possuem controle sinérgico, 
isto é, a alteração de um parâmetro (velocidade de alimentação, por exemplo) pelo 
usuário leva ao ajuste automático de outros parâmetros influenciados pela mudança. No 
entanto, estes equipamentos possuem custo mais alto em comparação com as técnicas 
convencionais, todavia apresentam maior flexibilidade e melhor qualidade no processo 
de solda [32]. 
 
Entre as vantagens deste processo estão [28]: 
 
 Larga faixa de potência que podem ser aplicadas em chapas finas e 
grossas; 
 Aplicabilidade flexível em diversos materiais como aços carbono, 
inoxidáveis e ligas não ferrosas; 
 Transferência de metal sem formação de curto circuito e respingos; 
 Possibilidade de redução de energia em comparação com o modo de 
transferência spray; 
 Aumento da velocidade de soldagem em comparação com transferência 
por curto circuito e globular. 
 
As desvantagens tangem principalmente a complexidade no ajuste adequado 
dos parâmetros do processo (como velocidade de arame, frequência