Este documento descreve um estudo sobre a microestrutura do metal de solda do aço ASTM-A36 obtido por soldagem a arco submerso variando o insumo de calor. A microestrutura do metal de solda é afetada pelo insumo de calor utilizado durante a soldagem, com altos insumos de calor promovendo uma maior taxa de resfriamento e alterando os constituintes microestruturais como a ferrita acicular. Amostras foram soldadas variando o insumo de calor de 1,27kJ/mm a 1,

1. MICROESTRUTURA DO METAL DE SOLDA DO AÇO ASTM-A36
OBTIDA POR SOLDAGEM AO ARCO SUBMERSO
Otavio Villar da Silva Neto1
Ruis Camargo Tokimatsu2
Vicente Afonso Ventrella3
1,2,3
Universidade Estadual Paulista/Unesp, Faculdade de Engenharia de Ilha Solteira,
Departamento de Engenharia Mecânica, Área de Materiais e Processos de Fabricação.
Avenida Brasil, 56, Cx.P.31, CEP-15.385-000, Ilha Solteira, SP, Brasil.
✈ (018)763-8138 Fax: (018)762-2992. E-mail: villar@dem.feis.unesp.br
Resumo
O efeito do insumo de calor utilizado em soldagem sobre a microestrutura do metal de solda é
de grande importância do ponto de vista metalúrgico. Em alguns processos de soldagem,
especialmente no arco submerso, é empregada uma alta taxa de energia, influenciando
drasticamente na microestrutura resultante do metal de solda. No presente trabalho avaliou-se
a microestrutura do metal de solda do aço ASTM-A36 obtido por soldagem a arco submerso
com passe único de um perfil “T”, variando-se o insumo de calor entre 1,27kJ/mm e
1,73kJ/mm, estabelecendo uma relação entre energia de soldagem e microestrutura para estas
condições. As microestruturas resultantes foram caracterizadas por microscopia óptica. Para
verificar variações nas propriedades as amostras foram submetidas ao ensaio de microdureza.
Os resultados revelaram que a variação do insumo de calor resultou em uma alteração dos
constituintes microestruturais do metal de solda, principalmente a ferrita acicular.
Palavras-chave: Arco submerso, Ferrita acicular, Insumo de calor, Metal de solda ferrítico,
Soldagem.
1. INTRODUÇÃO
As propriedades mecânicas apresentadas por uma junta soldada são tão importantes
quanto sua soldabilidade, portanto é de grande relevância dominar estas características
inerentes ao aço estrutural utilizado na confecção de estruturas metálicas. Por estar ligada
diretamente ao comportamento mecânico de um componente, a microestrutura do material
torna-se primordial para obtenção de estruturas confiáveis do ponto de vista estrutural.
Um fator que influência diretamente na microestrutura do metal de solda é o insumo de
calor, ou aporte térmico, utilizado durante a soldagem. Em alguns processos, em especial o
arco submerso, é empregada uma alta taxa de energia, exercendo uma forte influência sobre a
microestrutura resultante do metal de solda. Este trabalho tem a pretensão de evidenciar a
influência do aporte térmico sobre a microestrutura do metal de solda ferrítico.

2. Por possibilitar a utilização de elevadas correntes e tensões associadas ao alto
rendimento, η = 0,9 , apresentado pela soldagem a arco submerso, as soldas realizadas por
este processo podem ser executadas com elevados insumos de calor. Porém, existe um fator
que reduz a taxa de energia utilizada no arco submerso automatizado; são as altas velocidades
de soldagem, estes efeitos podem ser visualizados na equação 1.
VI
E = η 60 (1)
v
Uma maior resistência e tenacidade são alcançadas quando o metal de solda apresenta
uma microestrutura predominante de ferrita acicular (AF), [Ferrante, 1989].
Os aportes térmicos empregados durante a soldagem dos corpos de prova utilizados neste
trabalho variam de 1,27 kJ/mm a 1,73 kJ/mm, variação esta que proporciona aos corpos
soldados diferentes taxas de resfriamento, originando, dessa forma, diferentes microestruturas
do metal resultante da poça de fusão, como será visto mais afrente. O valores de insumo de
calor utilizados nesse trabalho foram muito próximos, este pequeno intervalo foi respeitado
por tratar de um caso real, as juntas soldadas foram produzidas em condições fabris.
1.1. Microestrutura do Metal de Solda
O metal de adição não necessita ter exatamente a mesma composição química que o
metal de base, isto porque é mais importante que o metal de solda seja mais resistênte e tenha
melhores propriedades que o metal de base. Estas propriedades são governadas pela
microestrutura, por isso torna-se tão importante o conhecimento sobre a influência de
diferentes fatores na transformação de fases no metal de solda, [Vishnu, 1995].
A transformação da austenita depende de alguns fatores principais, tais como da taxa de
resfriamento, dos elementos de liga e das impurezas. Devido às altas taxas de resfriamento
envolvidas em soldagem, as transformações de fase no estado sólido em metais de solda não
ocorrem em condições de equilíbrio. Os vários microconstituintes resultantes no metal de
solda são conseqüência da taxa de nucleação, da taxa de crescimento de fases, da densidade e
dispersão de pontos de nucleação, dentre outros fatos. Portanto, o tipo, o tamanho e número
de inclusões não metálicas influenciam na taxa de nucleação, tendo uma contribuição direta
na estrutura final do metal fundido, [Ortega,1999].
A microestrutura dos aços ferríticos muda de acordo com a velocidade de resfriamento
após austenitizados, logo, suas propriedades podem ser alteradas por meios de variações
bruscas de temperatura. O diagrama de transformação com resfriamento contínuo, diagramas
CCT, mostra a mudança da microestrutura ocorrida no aço durante seu resfriamento,
conforme pode-se observar na figura 1.

3. Figura 1- Diagrama esquemático CCT.
No metal de solda ferrítico ocorrem transformações que são melhor entendidas
considerando inicialmente que a ferrita é nucleada heterogeneamente, assim pode-se
considerar somente o comportamento da nucleação competitiva nos contornos de grão e nas
inclusões. Esse comportamento da transformação de fases dos aços baixo carbono pode ser
explicado por alguns fatos significantes. Primeiro, um tempo considerável transcorre durante
o início da transformação na temperatura de transformação perlítica, por volta de 704 a 593
o
C. Este tempo transcorrido assegura que a alta temperatura a transformação não deverá
ocorrer a menos que a velocidade de resfriamento seja muito lenta, produzindo assim uma
estrutura indesejável [Welding Handbook, 1972]. Um período de tempo transcorrido antes do
início de transformação em ferrita, permite o resfriamento brusco de chapas espessas e finas
sem que ocorra a transformação em ferrita neste intervalo. Este resfriamento brusco deve ser
evitado com a finalidade de que não seja transformada em martensita ou mesmo ferrita de
segunda fase alinhada à medida que o resfriamento prossiga até a temperatura ambiente.
Com o aumento da velocidade de resfriamento, desde a zona austenítica, ocorrem
variações na estrutura do material, podendo resultar em diferentes microconstituintes. As
microestruturas típicas esperadas para aços de baixo carbono são compostas de: (1) ferrita e
perlita; (2) bainita grossa; (3) bainita fina e (4) martensita pura, [Okumura, 1982].
Um metal de solda com elevada tenacidade confere maior confiabilidade à junta soldada,
esta propriedade é magnificada à medida que se tem um aumento de AF em sua
microestrutura, [Ortega, 1999]. A AF pode ser definida como pequenos grãos de ferrita não
alinhados encontrados no interior dos grãos de austenita pré-existente, [Dolby, 1986] e [Alé,
1993]. Uma região de AF normalmente tem a morfologia de uma estrutura de Widmanstätten,
forma emaranhada e com grãos se entrecrusando, mas também pode incluir ripas isoladas de
alta razão de aspecto [Dolby, 1986]. A elevada tenacidade apresentada pela AF provem do
seu tamanho de grão, de 1 a 3 micra, conciliado à orientação aleatória de seus grãos.
Elevados teores de AF em metais de solda, são provenientes de grãos austeníticos
grosseiros e um grande número de inclusões maiores que 0,2 µm, [Ortega, 1999]. A formação
da AF ocorre durante o resfriamento em temperaturas intermediárias, entre 650 e 500 oC, sua
forma é resultado de ripas de ferrita que crescem em diferentes direções em relação a
inclusões e ripas já nucleadas, [Vishnu, 1995]. Este microconstituinte apresenta uma
proporção de largura/comprimento, fator de forma, entre 1:2 e 1:5. Sua nucleação ocorre
geralmente de forma intragranular e na interface de micro-inclusões de escória, [Brandi,
1997].

4. 1.2. Aporte Térmico
A região de solda é composta por três zonas distintas: zona de fusão, zona afetada
termicamente (ZAT) e metal de base. Neste trabalho, a região de interesse é aquela onde
realmente ocorre a fusão e subsequente solidificação do metal de solda, ou seja, a zona de
fusão. O contorno que separa a zona de fusão da ZAT é denominado linha de fusão ou linha
de transição. Nesta linha, os grãos grosseiros são parcialmente fundidos pelo calor gerado no
arco elétrico e, durante a solidificação, os grãos do metal depositado também crescem
segundo a mesma orientação cristalográfica, [Okumura, 1982].
O fluxo de calor durante a soldagem é afetado pela eficiência do processo e pela
distribuição de densidade de energia da fonte de calor. Como no processo de soldagem a arco
submerso trabalha-se com altas densidade de corrente e força da fonte de calor, estes
parâmetros podem influenciar na convecção na poça de fusão, [Kou, 1987].
A resistência e tenacidade de soldas em aços temperados é muito influenciada pelo aporte
térmico imposto à junta durante a soldagem. Para se obter adequadas resistência e tenacidade
na ZAT das soldas nestes aços, depende de uma rápida dissipação de calor de soldagem. O
calor é dissipado mais rapidamente em seções mais espessas que em seções mais finas e desta
forma, pode-se utilizar altos aportes térmicos na soldagem de chapas espessas, [Welding
Handbook, 1972].
Existem dois conceitos de grande interesse quando o assunto abordado é o ciclo térmico
de soldagem, trata-se de chapas finas e chapas grossas. Pois devido ao aquecimento localizado
que ocorre durante a soldagem, as chapas grossas resfriam com uma velocidade maior que as
chapas finas, influenciando nas transformações de fase ocorridas na zona de fusão e na ZAT,
[Brandi, 1997]. As chapas finas são aquelas onde escoamento de calor é bidimensional, ou
seja, as isotermas ao longo da espessura da chapa são linhas retas paralelas e perpendiculares
à superfície da chapa. Já as chapas grossas apresentam isotermas tridimensionais; em forma
de círculos concêntricos originados a partir da fonte de calor. Este conceitos mostram que
quanto maior forem as possibilidades do calor difundir-se, maior será a velocidade de
resfriamento da chapa.

5. 2. MATERIAIS E MÉTODOS
2.1. Materiais
Abaixo encontram-se relacionados os materiais utilizados neste trabalho:
♦ Metal de base: aço ASTM-A36, em forma de chapas laminadas de 1” e de ½”, as
respectivas composições químicas são mostradas na tabela 1;
♦ Metal de adição: arame cobreado AWS A5.17/89-A5.23/90-EL12 de 2,38 mm de
diâmetro, sua composição química encontra-se na tabela 2;
♦ Fluxo: F7AO EL12, F7AO EM12K, AWS A%.17-8.
Tabela 1 – Composição química do aço ASTM-A36, utilizado como metal de base.
Chapa Composição Química %
C Si Mn P S Al Cu Nb V Ti Cr Ni Mo B
1” 0,13 0,20 0,94 0,023 0,012 0,03 0,01 0,001 0,003 0,002 0,02 0,02 0,01 -
½” 0,15 0,23 0,82 0,017 0,009 0,042 - - 0,003 0,003 0,01 0,02 - 2ppm
Tabela 2- Composição química do metal de adição.
Composição Química %
C Si Mn P S Al Cu Cr Ni Mo
0,039 0,15 0,479 0,010 0,007 0,003 0,024 0,021 0,016 0,004
2.2. Métodos
Soldagem
Foi utilizado o processo de soldagem arco submerso para realização das soldas nas juntas
de ângulo, na posição plana – utilizando os parâmetros apresentados na tabela 3. As chapas a
serem soldadas foram preparadas com uma limpeza adequada nas regiões da união, sem a
prévia realização de chanfros. Os diferentes valores de insumo de calor utilizados durante a
soldagem, foram originados a partir de diferentes correntes: 700A, 850A e 950A.
Tabela 3- Parâmetros utilizados para confecção dos corpos de prova.
Parâmetros Fixos
Eletrodo Belgo Mineira EL12 (2,38mm)
Tensão 27V
Polaridade reversa
Ângulo de trabalho 45º
Arco gêmeo Twin-Arc
Ângulo de deslocamento 90o
Fluxo ESAB classificação F7AO
Altura do eletrodo (Stckout) 25mm
Velocidade de soldagem 800m/min

6. Ensaios
Para realização dos ensaios propostos foram soldados corpos de prova (cdp), em forma de
junta em ângulo, “T”. Foram utilizadas chapas de 1” e ½” de espessuras, para aba e para alma
respectivamente, apresentando as seguintes medidas: 8-½” x 17”. As juntas soldadas foram
esmerilhadas na região a receber a poça de solda, sem que tenha sido realizado pré-
aquecimento das chapas.
Figura 2 – Corpo de prova preparado para ensaio metalográfico.
As medidas de dureza das amostras foram obtidas a partir do ensaio Microdureza
Vickers, com carga de 65gf, realizado em bancada metalográfica Neophot 21.
Para caracterizar a microestrutura do metal de solda foi utilizado microscópio ótico
Neophot 21. A identificação dos microconstituintes foi realizada segundo as definições do
International Institute of Welding (IIW), [Dolby, 1986] e [Alé, 1993] . Fez-se uso do método
dos nós para quantificar a AF no metal de solda.
3. RESULTADOS E DISCUSSÃO
Existem divergências em relação ao teor máximo de ferrita acicular que garanta uma alta
tenacidade à junta soldada, segundo [Svensson, 1990] uma microestrutura com mais de 70%
de AF pode comprometer a tenacidade do metal de solda, enquanto [Farrar,1987] assume que
somente valores acima de 85% de AF podem comprometer a tenacidade do metal de solda.
Utilizando um insumo de calor de 1.27 kJ/mm, obteve-se uma microestrutura mais
diversificada; com presença de ferrita de contorno de grão PF(G), ferrita poligonal
intragranular PF(I), ferrita de segunda fase alinhada FS(A), ferrita de segunda fase não-
alinhada FS(NA) e uma pequena quantidade de ferrita acicular AF. Os cdp soldados com 1,55
kJ/mm, apresentaram um alto teor de AF, sendo sua ME composta predominantemente por
este constituinte, também verificou-se a presença de PF(G). Aumentando o insumo de calor
para 1,73 kJ/mm, teve uma queda na porcentagem de AF e um aumento na quantidade de
PF(G). A porcentagem de AF em função do insumo de calor está representada na figura 3.

7. 100
% Ferrita Acicular
75
50
25
0
1 1,2 1,4 1,6 1,8 2
Insumo de Calor [kJ/mm]
Figura 3 – Avaliação do metal de solda, considerando a porcentagem de AF e o insumo de
calor utilizado, em uma junta soldada com aço baixo carbono.
Com uma elevada taxa de resfriamento, baixo aporte térmico, o metal de solda apresentou
uma maior dureza, [Maciel, 1994]. Estes valores de dureza encontrados nos cdp soldados com
aportes mais baixos, são provenientes de uma maior quantidade de FS(A) presente em sua
estrutura. Por outro lado, com menores taxas de resfriamento, maior aporte térmico, a dureza
do metal de solda foi reduzida devido a presença de constituintes menos duros, tal como a
PF(G), presente em grande quantidade nas juntas soldadas com 1,73 kJ/mm. A figura 4
mostra os valores de microdureza em função do insumo de calor.
270
Microdureza Vickers (65gf)
240
210
180
150
1 1,2 1,4 1,6 1,8 2
Insumo de Calor [kJ/mm]
Figura 4 – Avaliação do metal de solda, considerando sua dureza e o insumo de calor
utilizado, em uma junta soldada com aço baixo carbono.
Nas figuras 5 e 6 encontram-se fotomicrografias representativas dos diferentes metais de
solda obtidos a partir dos diferentes valores de energia de soldagem utilizados. Pode verificar
também que houve uma menor quantidade de inclusões presentes nos cdp soldados com
850A, cerca de 50% menos que os cdp soldados com 950A.

8. AF
FS(A) PF(G)
(a) (b)
(a) 1,27 kJ/mm: predominância de FS(A) ao
centro;
(b) 1,55 kJ/mm: grande quantidade de AF e
presença PF(G);
(c) 1,73 kJ/mm: alta porcentagem de
PF(G)
inclusões (I), presença de AF e PF(G).
AF
I
- Aumento de 500x (ataque com Nital a 3%)
(c)
Figura 5 – Fotomicrografias do metal de solda ferrítico mostrando os constituintes
microestruturais (classificação IIW).
FS(NA)
PF(I)
PF(G)
I AF
AF
FS(A)
(a) (b)
(a) 1,27 kJ/mm: FS(A), PF(G), PF(I),
FS(NA), AF, inclusões;
(b) 1,55 kJ/mm: destaque pela alta
AF quantidade de FA e poucas inclusões;
PF(G)
(c) 1,73 kJ/mm: Inclusões e PF(G)
mescladas a AF.
I
- Aumento de 200x (ataque com Nital a 3%)
(c)
Figura 6 – Fotomicrografias ótica mostrando microconstituintes presentes no metal de solda.

9. 4. CONCLUSÕES
A alta tenacidade proporcionada à junta soldada pela AF está ligada às condições de
soldagem, dessa forma o conhecimento do mecanismo de formação da microestrutura torna-se
de grande importância para que se possa utilizar parâmetros adequados com a finalidade de
obter determinada variação microestrutural.
Com a utilização de uma menor taxa de energia, 1,27 kJ/mm, maior taxa de resfriamento,
obteve-se um cordão de solda mais duro, 245 HV, proveniente do aumento de FS(A), no
entanto, sua microestrutura apresentou-se com a menor taxa de AF, 30%, dentre as condições
estudadas.
O maior insumo de calor, 1,73 kJ/mm, provocou uma queda na quantidade de AF e um
aumento de PF(G), devido a baixa taxa de resfriamento imposta por este nível de energia de
soldagem.
A maior quantidade de AF obtida, 80%, foi no caso em que utilizou-se um insumo de
calor intermediário, 1,55 kJ/mm, para as condições impostas ao processo.
5. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
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Soldas de Aço C-Mn Baixa Liga – Parte II: Metal de Solda”, Artigo Publicado na Revista
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Tecnologia SENAI – Soldagem, São Paulo, 93-102.
• Brandi, S.D., 1997, “Metalurgia da Soldagem: Soldabilidade de Alguns Materiais”,
Coleção Tecnologia SENAI – Soldagem, São Paulo, 115-123.
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Microstructural Constituints Using the Light Microscope”, Welding in the World, Vol.24,
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• Farrar, R.A. & Harrison, P.L., 1987, “ Acicular Ferrite in Carbon-Manganese Weld
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• Ferrante, M., 1989, “Influência da Composição Química Sobre a Microestrutura e
Tenacidade de Metal de Solda Ferrítico – Parte I: Manganês, Silício, Oxigênio E Nióbio”,
Artigo Publicado na Revista Soldagem&Materiais, 1(3), Jul./Set.
• Kou, S. & Dou, S., 1987, “Welding Metallurgy”, 1º Edition, John Wiley & Sons, 432p.,
Capítulos 1-10.
• Maciel, T.M., Alcântara, N.G. e Kiminami, C.S., 1994, “Transformações Microestruturais
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• Okumura, T. & Taniguchi,C., 1982, “Engenharia de Soldagem e Aplicações”, Editora
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de 1999, Rio de Janeiro, RJ, Brasil, 4-25.
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• Welding Handbook, 1972, Section 4, Sixth Edition – Metals and their Weldability,
Mecmillan Press, London.