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Numerical evaluation of multipass welding temperature field in API 5L X80steel welded joints Jailson Alves da Nbrega1,a, Diego David Diniz Silva 1,b, Bruno Allison. Arajo2,c, Raphael Henrique Falco de Melo1,d, Theophilo Moura Maciel1,e, Antonio Almeida Silva1,f, Neilor Csar N. Santos2,g 1 Federal University of Campina Grande, Campina Grande-PB, Brazil2 Federal Institute of Education and Technology, Paraiba, Brazilajailson_engmec@hotmail.com, bdiego_leader@yahoo.com.br, cbengmec@yahoo.com.br, draphael.engmec@gmail.com, etheo@dem.ufcg.edu.br, falmeida@dem.ufcg.edu.br, gneilorcesar@gmail.comABSTRACTMany are the metallurgical changes suffered by the materials when subjected to welding thermal cycle of, promoting a considerable influence on the welded structures thermo mechanical properties. In project phase, one alternative for evaluating the welding cycle variable, would be the employment of computational methods through simulation. So, this paper presents an evaluation of the temperature field in a multipass welding of API 5L X80 steel used for oil and gas transportation, using the ABAQUS software, based on Finite Elements Method (FEM). During the simulation complex phenomena including: Variation in physical and mechanical properties of materials as a function of temperature, welding speed and the different mechanisms of heat exchange with the environment (convection and radiation) were used. These considerations allows a more robust mathematical modeling for the welding process. An analytical heat source proposed by Goldak, to model the heat input in order to characterize the multipass welding through the GTAW (Gas Tungsten Arc Welding) process on root and the SMAW (Shielded Metal Arc Welding) process for the filling passes were used. So, it was possible to evaluate the effect of each welding pass on the welded joint temperature field, through the temperature peaks and cooling rates values during the welding process.Keywords: multipass welding, temperature field, weld thermal cycles, finite element method, computer simulation.1. INTRODUCTIONMuitas so as transformaes envolvidas no processo de soldagem devido ao forte aporte de calor localizado que acontece de forma no uniforme e transiente, principalmente na soldagem por fuso, sendo de fundamental importncia o conhecimento da evoluo do campo de temperatura na vizinhana do cordo de solda, a fim de minimizar os efeitos trmicos atravs de pr-aquecimento e tratamentos trmicos. O aumento da temperatura de pr-aquecimento causa um acrscimo na energia de soldagem do sistema, propiciando tempos maiores para o resfriamento, o que causa transformaes de fases, contribuindo para a diminuio no valor da dureza na ZTA. A fim de reduzir custos e a demanda de tempo atravs de mtodos experimentais para obteno das distribuies de temperatura, e com o desenvolvimento da tecnologia que possibilitaram estimar o campo de temperatura atravs de tcnicas analticas (Almeida, 2012). O objetivo deste trabalho simular e avaliar os campos de temperaturas decorrentes da soldagem pelo processo GTAW (Gas Tungsten Arc Welding) e SMAW (Shielded Metal Arc Welding) em juntas multipasse de ao API 5L X80 atravs do uso de um software comercial ABAQUS, baseado no Mtodo dos Elementos Finitos (MEF) possibilitando avaliar as variaes e o efeito de cada passe no processo.

2. MODELAGEM TRMICANo processo de soldagem ao arco eltrico, uma fonte eltrica gera uma diferena de potncia U entre o eletrodo e o metal de base, induzindo a formao de um arco eltrico percorrido por uma corrente I. No processo, o sistema tem perdas por diversos fatores, dentre eles podemos citar a conveco e a radiao no arco e no eletrodo, sendo apenas uma parcela aproveitada na fuso do material, sendo necessria a adio de um rendimento . Podemos expressar assim, a entrada real do calor pela expresso:

(1)Neste modelo trmico foi utilizada a equao governante do fluxo de calor, representada abaixo, no qual permitido avaliar o gradiente trmico em um objeto de estudo tridimensional, atravs de um balano de energia do volume de controle da rea estudada. Segundo Bezerra, (2004). A equao do fluxo de calor na pea no linear devido ao fato de as propriedades termofsicas dos materiais serem dependentes da temperatura. Sendo assim, o balano de energia para o fluxo de calor conduz relao.

(2)

Onde a densidade, c o calor especifico, Q o fluxo de calor de calor (Eq. 1). Kx, Ky, Kz, so os coeficientes de condutividade trmica nas trs direes, T a temperatura e t o tempo.As perdas de calor por conveco e radiao podem ser avaliadas utilizando as seguintes expresses:

(3)

(4)

Onde hf o coeficiente convectivo, T a temperatura do ambiente, a constante de Stefan-boltzmann e a emissividade da superfcie do corpo.A mudana de fase ocorrida durante o processo, isto , o calor latente pode ser expresso em funo da entalpia H pela seguinte equao:

(5)Para uma anlise analtica computacional de soldagem atravs do MEF, um ponto fundamental na simulao, a modelagem da fonte de calor. Goldak props uma soluo analtica para a modelagem que atualmente a mais utilizada para anlise dessa fonte de calor distribuda associada ao arco eltrico de soldagem possibilitando a determinao do campo de temperatura. Nela considera-se uma gaussiana 3D finita sobre uma dupla elipsoide, conforme mostra a Figura 1. Essa fonte e definida analiticamente pelas Eqs. (6) e (7). (Guimares, 2010).

Figura 1: Volumtrica gaussiana 3D sobre uma dupla elipsoidal de raios a, b e c.Fonte: (Guimares, 2010).

(6)

(7)

Onde qf e qr so as distribuies volumtrica de energia antes e aps a tocha [W.m-3], ff e fr so as reparties de energia antes e aps a tocha; af e ar so os comprimentos da poa de fuso antes e aps a tocha [m]; b a semi-largura da poa de fuso [m] e c a profundidade da zona fundida [m], conforme mostrado na Fig.(1).Os parmetros U, I, esto ligados diretamente ao procedimento de soldagem, enquanto que b e c so os parmetros geomtricos da fonte e podem ser determinados por exame metalogrfico. Os outros parmetros af, ar, ff e fr (ff e fr=2,0), so obtidos com a ajuda dos parmetros b e c. Na ausncia de melhores dados, a distncia a frente da fonte de calor igual metade da largura da solda e a distncia atrs da fonte de calor igual a duas vezes a largura, conseguindo-se desta forma boa aproximao. (Diniz, et al 2012).Para uma analise trmica confivel de soldagem devido ao aumento de requisitos e de controle dos aos modernos, de grande importncia o correto dimensionamento da temperatura de pr-aquecimento do material de base. Ordoes (2004) descreve em sua dissertao com base na norma API 5L (2000) a utilizao de duas frmulas para o clculo da temperatura de pr-aquecimento. A primeira a mais empregada e utiliza o valor do carbono equivalente (CE) do ao para este fim. O CE uma expresso que considera no s o percentual de C como tambm o percentual de outros elementos de liga do ao que afetam a sua temperabilidade. Existe mais de uma expresso para o calculo do seu valor. A mais utilizada a proposta pelo International Institute of Welding (IIW), valida para os aos com teor de carbono superior a 0,12%. A outra frmula sugere o valor da temperatura de pr-aquecimento em funo do Pcm,que um outro parmetro baseado na composio qumica do ao. Ambas as expresses (CE e Pcm) foram criadas para avaliar a susceptibilidade do ao formao de trincas induzidas pelo hidrognio. (Ordoes, 2004).Ordoes (2004) realizou uma comparao entre quatro mtodos para o calculo da temperatura de pr-aquecimento em aos estruturais nos quais incluam aos da classe API 5L X80. Os quatro mtodos foram: a) o mtodo da British Standard Institution, BS 5135, baseado no valor do CE (IIW), b) o mtodo da American Welding Society (AWS D1.1) que calcula a temperatura mnima de pr-aquecimento por meio do Pcm, c) o mtodo do CET ( carbono Equivalente Total) que calcula a temperatura mnima de pr-aquecimento como funo do seu CE, espessura do material, hidrognio difusvel no metal de solda e a energia de soldagem, e d) o mtodo do CEN. Ele conclui que para o ao API 5L X80, os mtodos da AWS e CEN no necessitariam da utilizao da temperatura de preaquecimento, todavia, os mtodos British Standard Institution e CET se mostraram mais conservadores, sendo neces srio o preaquecimento na soldagem do ao API 5L X80.A temperatura de pr-aquecimento utilizada nos ensaios baseou-se no estudo de Ordoes (2004). Assim, a temperatura ambiente (25C) foi escolhida considerando os mtodos CEN e da AWS, como a recomendada para este tipo de ao. A temperatura de pr-aquecimento, utilizada foi de 100 C correspondente ao mtodo BS, que o mais conservador dos quatro apresentados por Ordoes (2002). Para a temperatura de interpasse, foi fixado o valor de 150C conforme norma da Petrobras (N 133J).3. METODOLOGIA COMPUTACIONALA modelagem computacional foi desenvolvida com o auxilio do cdigo de clculo ABAQUS 6.9, no qual baseado no mtodo de elementos finitos (MEF). A pea modelada uma placa 0,120m x 0,360m x 0,017m, de um ao ARBL API 5L X80. A composio qumica deste material apresentada na Tab. 2.Tabela 1: Composio qumica do ao API 5L X80 cedido pela USIMINAS.Porcentagem (%) em peso

CMnSiPSNiMoAlCrVCu

0,0841,610,230,010,0110,170,170,0350,1350,0150,029

A simulao multipasse foi realizada empregando trs condices de soldagem. welding the GTAW root (GTAW-R) and filling in the pass SMAW (SMAW-FP1), using ambient temperature and preheating temperature of 100 C were used. For the third condition, the SMAW welding process in the root (SMAW-R) and pass filler (SMAW-FP2) using the same temperature preheating were adopted. Furthermore, an interpass temperature of 150 C was defined as the beginning of the second pass, following the standard Petrobras (N 133J). The principais parameters de soldagem so mostrados in Table 2 de acordo by Arajo (2013) and used in the subroutine in Fortran DFLUX environment for modeling the heat source. O valor do coeficiente de transferncia do arco para o clculo do aporte trmico foi de 65% para o processo GTAW e 80% para o processo SMAW de acordo com (Kou, 2003). O sistema computacional foi programado para iniciar um novo passe de soldagem, quando no step de resfriamento, a temperatura mxima na chapa atingisse a temperatura de interpasse.Tabela 2: Parmetros de soldagem empregados.Condio (%) V (m/s) I (A) U (V)

GTAW - R 65 0,0012 152 12

SMAW - R 80 0,0010 54 38

SMAW FP1 80 0,0015 69 33

SMAW FP2 80 0,0015 82 33

A simulao multipasse foi desenvolvida seguindo as diretrizes de uma soldagem feita em laboratrio, sendo assim, o primeiro passe de soldagem realizou-se no plano XY, movimentando-se no eixo Y e o segundo passe foi feito o mesmo procedimento, entretanto, deslocado paralelamente a 0.0085m do plano XY, de tal forma que este se movimente no n de referencia mais prximo do que ocorre em laboratrio. Desde modo, foi empregada uma analise 3D na chapa de ao API 5L X80 dividida em 4200 elementos do tipo DC3D8, utilizando uma malha com gradiente de refinamento no tamanho dos elementos na direo X, de modo que na regio onde passa a fonte de calor fossem concentrados o maior numero de elementos, conforme mostrado na Fig. (2).Isto devido ocorrncia dos fenmenos de transformaes trmicas terem sua maior parcela de clculos realizados pelo programa neste local. Considerou-se a aplicao da metade da chapa na simulao, obedecendo teoria de simetria, o que permitiu a obteno de menor tempo de simulao e menor custo computacional, haja vista uma grande quantidade de processamento no solver que esse fenmeno estudado causa.

Figura 2: Malha empregada na simulao. Um dos problemas chave para a modelao numrica de um processo de soldagem a modelao do material (Almeida, 2012). A maior parte das publicaes sobre a simulao numrica dos processos de soldagem considera que as propriedades do material so dependentes da temperatura. Contudo, muito difcil obter dados completos da dependncia das propriedades do material com a temperatura, principalmente a temperaturas muito elevadas. Simplificaes para contornar este problema so muitas vezes introduzidas na simulao numrica dos processos de soldagem. (Diniz et al. 2012) considerou que devido ao fato de se ter poucas informaes das propriedades fsicas do ao API 5L X80 com a temperatura, esses dados podem ser considerados como sendo de um ao de baixo teor de carbono, tal qual o presente ao em estudo. Assim, foi utilizado na simulao, parmetros de Queresh (2008) em funo da temperatura, conforme mostrado na Tab. 4. Para os demais parmetros, Deng (2009) considerou a densidade de um ao de baixo carbono como sendo constante, 7870 kg/m, alm do calor latente para a solidificao da poa de fuso como sendo de 270 J/g. A temperatura de transformao de estado lquido (TL) e slido (TS) foram assumidas como sendo 1480 C e 1430 C respectivamente.

Figura 3: Thermo-physical properties of low carbon steel (AH36). Fonte: (Queresh 2008).As perdas de calor devido conveco so consideradas para as todas as superfcies da chapa, excetuando-se a parte de baixo, visto que a situao adotada de engaste da chapa na mesa. Esta condio foi empregada com base no que foi utilizado em laboratrio, impedindo-se, desta forma, o seu contato com o meio. Essa perda de calor por conveco (qc) fundamentada na lei do resfriamento de Newton, mostrada na Eq. (3). Para as perdas de calor por radiao admitidas na Eq. (4), onde foram considerados a emissividade e constante de Stefan Boltzmann, estes valores foram admitidos como sendo 0,77 e 5,6697 x 10-8 W m-2 K4, respectivamente.Para representar as condies de soldagem desejadas, considerou-se a geometria da fonte empregada, desenvolvida em uma sub-rotina DFLUX, no ambiente Fortran. A partir do incremento de tal recurso, podem-se obter diferentes condies de soldagem atravs da variao de parmetros, como: corrente, tenso, velocidade, temperatura inicial da chapa e temperatura de interpasse. Alm disso, utilizaram-se os parmetros dimensionais de solda como mostrado na Tab. 5, seguindo as variveis mostradas na Fig. (1). Esses parmetros foram medidos experimentalmente conforme descrito no item 2, atravs de uma seo transversal da chapa soldada.

Tabela 5: Parmetros dimensionais do cordo de solda.Parmetros dimensionais da soldaaf(m)ar(m)b(m)c(m)

GTAW - R 0,0024 0,0098 0,0024 0,0040

SMAW - R 0,0026 0,0105 0,0026 0,0064

SMAW FP1 0,0043 0,0172 0,0043 0,0038

SMAW FP2 0,0045 0,0181 0,0045 0,0031

4. RESULTS AND DISCUSSION

A Figura 4 a 6 apresentam os resultados da simulao multipasse da evoluo do gradiente de temperatura para as trs condies, avaliadas no instante de tempo em que a fonte de calor encontra se no meio da chapa, sendo esta a restrio de anlise.

Figura 4: Gradiente de temperatura GTAW-R e SMAW-FP1. (To=25 C).

Figura 5: Gradiente de temperatura GTAW-R e SMAW-FP1. (To=100 C).

Figura 6: Gradiente de temperatura SMAW-R and SMAW-FP2. (To=100 C).As Figuras 4 e 5 mostram o gradiente trmico do primeiro e segundo passe de soldagem, ambos no instante de tempo em que a fonte de calor passa no meio da chapa, para a condio onde foi empregado uma soldagem GTAW no passe de raiz e SWAM no passe quente, sem pr-aquecimento e com temperatura de pr aquecimento de 100C simultaneamente. Pode se observar que para estas condies, a temperatura de pico do segundo passe diminuiu em ambos os casos, isso se deve ao fato, alem de se ter aumentado a velocidade de soldagem contribuindo para uma menor entrada de calor no passe de soldagem, alem dos valores de corrente que foram reduzidos substancialmentes no segundo passe, embora tenha aumentado a voltagem, no sendo suficiente para superar o valor de energia liquida do primeiro passe de soldagem.

A Figura 6 mostra o gradiente trmico do primeiro e segundo passe de soldagem, ambos no instante de tempo em que a fonte de calor passa no meio da chapa, para a condio onde foi empregado uma soldagem SMAW no passe de raiz e SWAM no passe quente com temperatura de pr aquecimento de 100C. Pode se observar que a temperatura de pico do segundo passe, por mais que a velocidade de soldagem tenha sido aumentada, obteve um gradiente de temperatura bem mais elevado que no primeiro passe, muito se deve ao fato de ter mudado a energia de soldagem que foi bem maior pelo aumento do valor de corrente. assim como tambm pelo acumulo de energia proveniente do pr-aquecimento do primeiro passe de soldagem. Isso influencia diretamente no tamanho da poa de fuso contribuindo para o aumento da deposio no passe quente.A microestrutura produzida em juntas soldadas de qualquer tipo de ao dependente da sua composio qumica, do tamanho do gro e da taxa de resfriamento. Logo a estimativa desta varivel do ciclo trmico de soldagem de fundamental importncia no controle da formao de microestruturas frgeis susceptveis formao de trincas (Monteiro, 2004). A estimativa da temperatura de pico por sua vez possibilita a avaliao indireta do tamanho de gro da austenita que por sua vez afeta a posio das curvas de resfriamento do material e, consequentemente, a microestrutura resultante na junta soldada. Neste estudo de simulao para a determinao do campo de temperatura das juntas soldadas, foram examinados os ciclos trmicos multipasse na linha de fuso entre o processo de soldagem GTAW-R and SMAW-FP1, com e sem pr-aquecimento, e o ciclo trmico comparativo entre dois processos de soldagem GTAW-R/SMAW-FP1 e SMAW-R/SMAW-FP2, ambos na presena de pr-aquecimento nos mesmos instantes de tempo em que a fonte de calor esta passando no centro da chapa, conforme mostrado nas Figs. 7 e 8 abaixo.

Figure 7. Welding thermal cycle of GTAW-R and SMAW-FP1, varying to the initial temperature.

Pode-se observar na Figura 7, que a curva de aporte trmico do matria com pr-aquecimento, atingiu maior temperatura de pico e o material leva um maior tempo para resfriar at a temperatura interpasse devido maior quantidade de energia trmica acumulada do pr-aquecimento, condizentes com a literatura. O resfriamento mais acelerado do processo de soldagem que no empregou o pr-aquecimento, pode comprometer a junta soldada possibilitando na formao de uma junta mais grosseira e frgil, com qualidade inferior podendo comprometer a peca em servio. Quanto maior a temperatura de pr-aquecimento mais lenta a transio da temperatura do metal de solda para a ZTA (menor gradiente trmico) e, portanto, maior ser a extenso desta. Por outro lado, para maiores dimenses e geometrias complexas, mais rpida a transio de temperatura entre o metal de solda e a ZTA (maior gradiente trmico) sendo menor a sua extensoNa Fig.8 nota-se que embora a soldagem empregando o processo GTAW-R and SMAW-FP1 tenha atingido maiores valores de pico devido aos valores de corrente, voltagem e velocidade maiores, atingiram a temperatura interpasse num perodo de tempo menor do que no processo SMAW-R and SMAW-FP2. O processo GTAW possui a caracterstica de obter maiores trocas trmicas com o meio ambiente por conduo sendo responsvel por essa maior velocidade de resfriamento chegando assim a maiores valores de penetrao e menores valores de ZTA (zona termicamente afetada) condizentes com a literatura.

Figure 8. Welding thermal cycle of the process GTAW and SMAW using preheating.

Cooper Ordez (2004) realizou uma anlise trmica experimental em aos ARBL com deposio multipasse de soldagem utilizando o processo FCAW, utilizando pr-aquecimento de 160 C e temperatura interpasse igual, conforme mostrado na Fig.(8). Podemos observar que a temperatura de pico do passe P3 registrou o valor mais alto de todas por ter ficado mais prxima do termopar mostrando uma semelhana qualitativa dos resultados obtidos na simulao, com as experimentais. Isso mostra a robustez que o modelo computacional inserido no ABAQUS 6.9 capaz de replicar os fenmenos reais obtidos nos processos de soldagem.

Figure 9. Ciclo trmico gerado pela temperatura de preaquecimento a 160 C. Adaptado de Cooper Ordez (2004).5. CONCLUSIONS ACKNOWLEDGEMENTS The authors are very grateful to FINEP/CTPETRO/CNPq/PETROBRAS/RPCMod and to ANP/UFCG/PRH-25.REFERENCES

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