Dutos de longa distância e submetidos a elevadas pressões são considerados o meio mais econômico para o transporte de óleo e gás, desde o local da reserva até os grandes centros consumidores ^(12,17,22).

Nos últimos anos, os projetos de novos dutos têm sido impulsionados pelo aumento do consumo global de gás e derivados de petróleo e, consequentemente, pela maior demanda de transporte aliada a uma maior segurança operacional (isto é, redução dos riscos de falha prematura do duto durante o serviço⁽¹²⁾. Esse aumento da demanda levou à produção em massa e à melhoria da tecnologia de fabricação de aços de alta resistência e baixa liga (da sigla ARBL)⁽¹⁸⁾.

Os aços microligados de alta resistência e baixa liga vêm sendo largamente empregados nos grandes projetos de dutos devido às inúmeras vantagens que oferecem, tais como baixo teor de carbono e redução da espessura de parede do tubo, promovendo ainda a diminuição da quantidade de aço, do custo de instalação e maior capacidade de transporte dos hidrocarbonetos^(1,20,24).

Os aços ARBL aplicados na fabricação de tubos exigem essencialmente uma excelente combinação de resistência mecânica, tenacidade e soldabilidade^{(8,9,18,23,27)}. Visando à melhoria da eficiência no transporte a longas distâncias aliada ao aumento da segurança operacional dos sistemas dutoviários, critérios como conformabilidade, baixa temperatura de transição dúctil-frágil e elevada tenacidade à fratura são requisitos adicionais que devem ser atendidos^(9,19,29,30). De acordo com Hashemi ^(17,18), os dutos são submetidos a pressões internas que podem alcançar aproximadamente 80% de sua tensão mínima de escoamento (Minimum Specified Yield Strength, da sigla inglesa MSYS). Portanto, visando garantir a integridade estrutural, essas propriedades são vitais para a estrutura dos tubos, os quais são vulneráveis ao colapso plástico e à propagação dúctil de trincas.

As especificações técnicas dos tubos são dadas por meio de normas padronizadas, como a API (American Petroleum Institute) e a DNV (Det Norske Veritas). Os tubos de aço são comumente designados pela API como API X65, API X70 etc., cuja especificação é dada com base no limite de escoamento do aço. O aço API X70 refere-se ao grau de aço com 70 ksi ou 485 MPa de tensão nominal de escoamento de acordo com o código API 5L^(2,18,21).

O ensaio de tenacidade à fratura avalia a resistência de um material à propagação de uma trinca. Tal teste pode fornecer um único valor ou uma curva de resistência, em que o valor de tenacidade tal como os parâmetros K, J ou CTOD, é dado devido à extensão da trinca⁽⁶⁾.

De acordo com Shin et al^.(27), para avaliar as propriedades de tenacidade à fratura em tubos de aço, vários métodos de testes em escala laboratorial, que assumem uma certa similitude ao comportamento de fratura em larga escala, vêm sendo analisados, como a metodologia CTOD (Crack Tip Opening Displacement). Portanto, é importante assegurar uma análise confiável da integridade estrutural desses sistemas dutoviários no caso de um evento de ruptura⁽¹⁶⁾. Uma vez que, durante a montagem de uma rede de dutos, os tubos são soldados entre si, o processo de soldagem é indispensável. Partindo desse princípio, o presente trabalho simula as condições de soldagem para a instalação de tubulações industriais realizadas em oficinas de caldeirarias (pipe-shop) no interior de plantas petroquímicas. De acordo com Gumieri⁽¹⁵⁾, essas tubulações são frequentemente operadas com fluidos inflamáveis e tóxicos submetidos a grandes pressões e elevadas temperaturas, nas quais um inesperado rompimento da linha pode causar danos irreparáveis de grandes proporções à planta industrial, ao meio ambiente e à saúde das comunidades vizinhas. O intuito é avaliar se o metal de solda tem propriedades similares, como tenacidade à fratura, em comparação ao metal de base. Assim, este estudo destaca a importância da utilização de um procedimento qualificado de soldagem para a realização de soldas de qualidade, assegurando as propriedades da tenacidade à fratura do metal de solda.

Recentemente, devido à maior exigência operacional e de segurança, a tenacidade à fratura tem sido a maior preocupação no projeto de dutos de petróleo e gás^(24,25).

Observações experimentais consistentes revelam que as fraturas iniciam a partir de defeitos superficiais, tais como corrosão, danos por fadiga ou defeitos de cordões de solda (e. g. falta de penetração, mordedura, porosidade e inclusão de escória), que progridem ao longo do tempo através da parede do tubo e na direção longitudinal, para eventualmente se propagarem de maneira instável, quando a dimensão de tais defeitos atingir um tamanho crítico(16,26). Esse valor crítico pode ser avaliado pela metodologia de ensaio CTOD, na qual os corpos de prova entalhados e pré-trincados são submetidos a um carregamento permitindo medir a resistência do material na presença de trincas. De acordo com Paredes e Ruggieri⁽²⁶⁾, essa abordagem permite especificar tamanhos de trinca críticos baseados no crescimento previsto desses defeitos em condições de serviço.

De acordo com diferentes autores^(5,22,25,28), durante o processo de fabricação e instalação dos tubos, a tenacidade dos aços ARBL podem sofrer efeitos deletérios devido à influência dos ciclos térmicos de soldagem e das deformações mecânicas. Outro efeito crítico causado pelo ciclo térmico de soldagem é o aumento da temperatura de transição dúctil-frágil. Em baixas temperaturas, essa degradação das propriedades de tenacidade tem sido atribuída à formação de zonas frágeis localizadas, ZFL, ou local brittle zone, LBZ, ou seja, locais na junta soldada que podem levar a uma falha frágil.

Segundo Beltrão et al.⁽¹⁰⁾, a nucleação e a propagação de trincas de fadiga têm sido observadas com mais frequência nas juntas soldadas de tubos de aço devido à presença de inclusões de solda e defeitos que atuam como concentradores de tensão, que também contribuem para uma diminuição da tenacidade do material.

A tenacidade à fratura dos aços na região de transição dúctil-frágil pode ser avaliada pela tenacidade à fratura em tensão plana pelo parâmetro CTOD de acordo com a norma ASTM E1820.

Neste estudo, a tenacidade à fratura do aço API X70 foi avaliada em temperatura ambiente seguindo as recomendações das normas ASTM E1820-08 e BS 7448-1991. Com base na temperatura de referência (ambiente) que caracteriza a tenacidade à fratura, a análise fractográfica foi realizada para determinar os aspectos morfológicos da superfície de fratura dos corpos de prova CTOD fraturados.

 

Procedimento experimental

Material

O material sob investigação foi um tubo de aço API 5L X70 com 203,2 mm de diâmetro externo (DE) e 15,1 mm de espessura de parede (EP). A composição química do aço está presente na tabela 1. As propriedades mecânicas foram medidas a partir de corpos de prova de tração extraídos do tubo. Destaca-se que o aço API grau X70 é amplamente empregado nas linhas dutoviárias para o transporte de óleo e gás no Brasil.

 

Procedimento de soldagem do tubo

O tubo foi soldado circunferencialmente pelo processo TIG no passe de raiz e pelo processo de arame tubular nas etapas seguintes de enchimento e acabamento. Os parâmetros de soldagem e os materiais consumíveis empregados no processo de soldagem estão listados na tabela 2.

A soldagem circunferencial foi executada na posição 6G de acordo com o código QW 461.4 da norma ASME Seção IX, como pode ser visto na figura 1. A escolha por esta posição teve como objetivo dificultar o processo de soldagem realizado pelo operador visando simular as difíceis condições de processo em campo durante a soldagem circunferencial.

Fig. 1 – (a) Representação esquemática da posição de soldagem “6G” – (ASME Sec. IX, 2010, p.153); (b) Simulação da soldagem no tubo de teste(15).

 

Ensaio de tração

Foram extraídos dois corpos de prova de tração de seção retangular na direção longitudinal do tubo para avaliar suas propriedades mecânicas, conforme recomendado pela norma API 5L. Os testes foram realizados para determinar o limite de resistência do metal de solda e comparar com as exigências para o metal de base estabelecidas pela norma API 5L. Os corpos de prova foram extraídos do tubo na posição e direção especificada na figura 2. Os ensaios de tração foram realizados em conformidade com o código ASME Seção IX de qualificação de cordões de solda. Os testes foram realizados em temperatura ambiente.

Fig. 2 – Representação esquemática: (a) localização e orientação dos corpos de prova de tração do tubo (ASME Sec. IX, 2010, p.179); (b) dimensões dos corpos de prova de tração do metal de solda (ASME Sec. IX, 2010, p.158); (c) amostras para o teste de tração(15).

 

Ensaio de tenacidade à fratura CTOD

Após a simulação do processo de soldagem do tubo, corpos de prova padrão do tipo SE(B) – single edge notch bend – foram extraídos em posição e direção específicas, conforme representação esquemática da figura 3.

Fig. 3 – (a) Localização e orientação dos corpos de prova do ensaio CTOD(15); (b) Configuração e dimensão dos corpos de prova de ensaio CTOD(15).

Uma das exigências em relação à dimensão do corpo de prova de um ensaio CTOD padronizado pelas normas BS e ASTM é ensaiar o corpo de prova com espessura análoga à da estrutura de interesse. Como pode ser visto a partir da figura 3(a), as amostras foram retiradas no sentido longitudinalcircunferencial (L-C). De acordo com a norma ASTM E1820 – 08, é necessário nuclear uma pré-trinca por fadiga no corpo de prova a fim de produzir uma trinca pontiaguda. O pré-trincamento por fadiga foi realizado utilizando-se uma máquina de ensaio servo-hidráulica, Instron 8801, mediante um carregamento senoidal sob amplitude constante, razão de carga R = 0,10, frequência de 15 Hz e à temperatura ambiente, de acordo com a norma ASTM E1820-08. Os corpos de prova do metal de base (MB) e metal de solda (MS), como observado na figura 3(b), foram submetidos ao ensaio de flexão em três pontos, como indicado na figura 4(a) e 4(b) (pág. 55).

Fig. 4 – (a) Representação esquemática das dimensões do corpo de prova do ensaio de CTOD; (b) Modelo da rótula plástica em um corpo de prova SE(B)(6).

O ensaio foi realizado para caracterizar a tenacidade à fratura do tubo de aço API 5L X70 a partir de corpos de prova SE(B) para duas condições: entalhe localizado no metal-base (MB) e no metal de solda (MS). As dimensões dos corpos de prova usadas, conforme mostradas na figura 4(a), foram: espessura B = 14,0 mm, largura W = 28,0 mm, distância entre os roletes “span” S = 112,0 mm e razão entre o comprimento da trinca e a largura (a/W) de 0,5, segundo a norma BS 7448. Para fixar o extensômetro do tipo strain gage, foi usado um knife-edge de 1,6 mm de espessura.

Estimativas experimentais de CTOD são feitas por meio da separação dos parâmetros em componentes elástico e plástico, semelhantes aos ensaios J_IC e J-R. Assim, o valor total de CTOD (δ) é dividido em dois componentes: o componente elástico (dependente do fator de intensidade de tensão - K) e o componente de deformação plástica (função do deslocamento do componente plástico (CMOD) - Vp), equação (1). Esses dois componentes são dependentes das dimensões das amostras.

O CTOD baseado na norma BS 7448, d(BS) é calculado usando o componente da abertura da boca da trinca (Crack Mouth Opening Displacement, CMOD), representado pelo fator Vp na equação (2):

Na equação (1), d_el e d_pl são, respectivamente, os componentes elástico e de deformação plástica do valor de CTOD. Os seguintes parâmetros são descritos como: (K) é o fator de intensidade de tensão para a carga crítica, (n) é o coeficiente de Poisson, (E) é o módulo de Young e (s_LE) é o limite de escoamento na temperatura de interesse. As seguintes dimensões são descritas como: (W) é a largura, (B) é a espessura do corpo de prova, (a0) o tamanho inicial da trinca, (W-a₀) o ligamento remanescente ou não trincado e (z) é a espessura do knife-edge para fixar o extensômetro. Todos esses parâmetros são mostrados na figura 4(b). O fator (rp) fornece o local do centro aparente rotacional no modelo da rótula plástica e que, basicamente, depende da profundidade relativa da trinca, a 0/W, como ilustrado na figura 4 (b) (pág. 55). Deve-se mencionar que a norma BS 7448 adota rp = 0,4 para os corpos de prova de flexão por três pontos.

Por outro lado, o CTOD baseado na norma ASTM, d (ASTM) , é obtido utilizando a área plástica sob a curva carga versus CMOD, (Ap), como mostra a equação (4). Analogamente à equação (1) o valor total do CTOD (ASTM) também pode ser separado em uma parcela elástica e uma outra plástica, apresentada na equação (3). Para corpos de prova do tipo SE(B), o cálculo do valor de CTOD é feito a partir das seguintes equações:

Onde:

Jel = componente elástico de J, e

Jpl = componente de de formação plástica de J

De acordo com a equação (4), o fator de deformação plástica (h) é calculado usando a relação a₀/W. A norma britânica para o cálculo do CTOD permite uma razão a₀/W compreendida na faixa de 0,45 a 0,55, enquanto a norma ATSM permite valores utilizando a mesma razão na faixa e 0,45 a 0,70 para a determinação de d. O parâmetro J em parênteses na equação (3) é convertido pata o d (ATSM) usando a relação ms(E), na qual s(LE) é a tensão de escoamento efetiva, ou seja, é a média entre o limite de escoamento s(LE) e o limite de resistência à tração s(LR). De acordo com a norma ATSM E1820-08, o cálculo do CTOD (d) exige que s_(LE)/s_(LR)≥0,5.

O parâmetro (m) é definido como o coeficiente de restrição plástica cuja equação é dada pela norma ASTM E1820-08.

 

Análise fractográfica

A superfície de fratura dos corpos de prova CTOD para cada condição foi analisada por meio de um microscópio eletrônico de varredura (MEV) visando à análise da morfologia da superfície e a identificação dos principais micro mecanismos de fratura presentes durante a propagação da trinca no material.

 

Resultados e discussão

As propriedades mecânicas do aço API 5L X70 obtidas por meio dos ensaios de tração em corpos de prova longitudinais, de acordo com a norma ATSM E8M, são apresentadas na tabela 3. Como pode ser observado a partir da análise dos dados, ambos os corpos de prova apresentaram tensão de escoamento superior a 485 MPa (70 ksi), atendendo aos requisitos do aço API grau X70, segundo as recomendações da norma API 5L 44ª edição.

Procedimentos seguros de soldagem devem resultar em juntas que contenham propriedades de resistência mecânica e de tenacidade similares às do metal-base (condição strength evenmatch). No entanto, para reduzir a probabilidade de falha estrutural causada por algum defeito no cordão de solda não detectável ou formado durante a soldagem, inúmeros códigos e procedimentos (e.g., ASME e AWS) recomendam metais de solda cuja resistência mecânica seja superior à do metal de base; isto é, condição overmatching^(14,26).

O principal objetivo da exigência overmatch é assegurar a integridade das juntas soldadas quanto aos potenciais efeitos deletérios dos defeitos frequentemente encontrados no metal de solda. De acordo com a análise da figura 5, ambos os corpos de prova de tração foram fraturados na região do metal de base; portanto, pode-se afirmar que a resistência mecânica do metal de solda é superior à do metal de base. Conforme mencionado, essa condição é conhecida como overmatch. Neste caso, a deformação pode ficar concentrada no metal de base que, normalmente, possui maior tenacidade quando comparada à do metal de solda.

Fig. 5 – Corpos de prova de tração rompidos no metal-base.

Os testes de tenacidade à fratura foram realizados em uma máquina de ensaios universal servo-hidráulica modelo Instron 8801 Fadiga Testing System com capacidade de até 100 k_N. Os ensaios foram executados à temperatura ambiente sob uma taxa de carregamento que corresponde a um deslocamento constante da ponta da trinca de 02 mm/min. Um clip gage foi fixado no topo do entalhe nas arestas de corte para monitorar a sua abertura, devido ao carregamento aplicado, o que permitiu traçar um gráfico que correlaciona o deslocamento da abertura da boca do entalhe (crack mouth opening displacement, CMOD) em função da carga aplicada (F).

Conforme as normas API-5L e DNV-OS-F101, a espessura de cada corpo de prova deve representar a espessura total de parede do tubo. Todos os corpos de prova foram obtidos de acordo com as especificações das normas BS 7448 (1991) e ASTM E1820 (2008). Tais normas requerem basicamente os mesmos parâmetros de teste, diferindo apenas na equação para a determinação do valor de CTOD. Nenhum dos corpos de prova de CTOD testados foi totalmente rompido ao final dos ensaios. A fratura final foi realizada por tração para obter as superfícies de fratura, que são mostradas na figura 6. As amostras foram altamente deformadas, o que pode ser comprovado a partir dos lábios de cisalhamento mostrados na figura 6(a). Isso indicou propriedades de alta tenacidade para o aço. Após a realização dos ensaios de CTOD, as superfícies de fraturas foram analisadas em um projetor de perfil para a medição da trinca. Como pode ser visto na figura 6(a) e 6(b), a amostra do metal de solda apresentou uma frente de trinca mais irregular em relação à frente de trinca do metal-base. Apesar disso, ambas as trincas foram validadas de acordo com as exigências das normas BS 7448 (1991) e ASTM E1820 (2008).

Fig. 6 – Superfície de fratura após o ensaio CTOD; (a) Metal de Solda; (b) Metal de Base.

A partir dos dados registrados pelo software da máquina do ensaio de CTOD, figuras 7(a) e 7(b), pág. 57, foi possível levantar as curvas de carga (k_N) versus deslocamento ou CMOD (mm) para cada corpo de prova ensaiado, conforme mostram as figuras 7(c) e 7(d). A partir delas, foi determinado o valor da carga máxima suportada pelo espécime (F) e o seu correspondente deslocamento de abertura da boca da trinca CMOD definido como (Vp). A integral da área sob a curva de carga versus CMOD fornece a área específica (Ap).

Curvas de carga versus deslocamento como as presentes nas figuras 7(a), 7(b), 7(c) e 7(d) mostraram um patamar de carga máxima, evidenciando que a propagação da trinca ainda continuou estável no carregamento máximo. Essa situação ocorre quando a taxa de endurecimento por deformação é exatamente contrabalanceada pela taxa de diminuição da seção transversal da área do ligamento remanescente. Entretanto, nesses casos, o início da propagação da trinca não pode ser detectado a partir da curva (F) vs. CMOD, pois a perda da seção transversal é gradual⁽⁶⁾.

Fig. 7 – (a) Curva do metal de base Carga [kN] versus Deformação [mm] fornecida pelo software da máquina de ensaio CTOD; (b) Curva do metal de solda Carga [kN] versus Deformação [mm] fornecida pelo software da máquina de ensaio CTOD; (c) Curva do metal de base Carga [kN] versus CMOD [mm]; (d) Curva do metal de solda Carga [kN] versus CMOD [mm].

Os valores de CTOD apresentados na tabela 4 foram calculados a partir da carga máxima (Fm) da curva F versus CMOD. Os parâmetros Fm e Vp foram usados para determinar o valor de CTOD pela norma BS 7448, enquanto Fm e Ap foram usados para determinar o correspondente CTOD pela norma ASTM E1820. Resultados experimentais incluindo os componentes elástico e de deformação plástica do CTOD para os dois corpos de prova estão mostrados na tabela 4.

Ambos os corpos de prova apresentaram boa tenacidade à temperatura ambiente; isto é, o metal-base do tubo e o metal de solda da junta mostraram uma elevada tenacidade em condições de serviço. No seu conjunto, como apresentam as figuras 7(b) e 7(d) (pág. 57), ambos os corpos de prova testados nessas condições demonstraram um elevado grau de plasticidade caracterizado pelas curvas de carregamento crescentes combinadas aos elevados valores de CMOD. Também pode ser percebido a partir dos dados da tabela 4 que a componente plástica (δpl) do CTOD para ambos os corpos de prova apresentou um valor elevado quando comparado aos respectivos componentes elásticos. De acordo com as figuras 7(b) e 7(d), o corpo de prova do metal de base suportou uma carga maior que a amostra de metal de solda; no entanto, o metal de solda apresentou um valor mais elevado de CMOD. Tal como mostra a tabela 4, d(ASTM) tende a ser maior que d (BS). Julga-se interessante mencionar que, embora os valores de CTOD tenham sido determinados por metodologias que adotam diferentes parâmetros de curva de CMOD, ambos os resultados convergiram para um valor comum.

As fractografias mostradas nas figuras 8(a) e 8(b) (20 µm de escala) foram obtidas, respectivamente, da zona de estiramento do metal de base (MB) e do metal de solda (MS). A zona de estiramento é definida como a região de transição formada pela propagação estável e a propagação instável da trinca causada por uma sobrecarga que leva à fratura final, e a sua formação está associada às condições de tenacidade à fratura do material. Como pode ser observado na figura 8, ambas as amostras apresentam uma extensa zona de estiramento, o que caracteriza a elevada tenacidade das regiões analisadas.

Fig. 8 – Zona de estiramento (a) metal de base; (b) metal de solda.

As micrografias obtidas por microscopia eletrônica de varredura (MEV) no centro da superfície de fratura do espécime CTOD extraído do metal-base estão indicadas nas figuras 9(a), 9(b) e 9(c), pág. 60. Essas micrografias evidenciam nitidamente que a superfície de fratura MB é predominantemente constituída por aspectos alveolares (dimples) característicos do cisalhamento oblíquo. A forma e o tamanho dos dimples estão diretamente relacionados com as condições de carga e ductilidade do material. A figura 9(a) apresentou tear dimples; isto é, dimples que sofreram uma força de arrancamento, como características de fratura. A figura 9(b) revelou locais de estiramento e a presença de dimples rasos de cisalhamento. Já a micrografia mostrada na figura 9(c) revela cavidades alongadas em torno de inclusões não coerentes. Pode-se notar a partir da superfície de fratura do metal-base que a evolução do mecanismo de fratura se deu predominantemente por cisalhamento. Essas observações estão condizentes com a característica tenaz do aço usado neste estudo. Como mostra a figura 9(d), embora a superfície de fratura do metal de solda tenha uma presença de dimples menos marcante em relação à do metal de base, a sua presença também é perceptível.

Fig. 9 – Fractografias via (MEV) no centro da superfície de fratura da região do metal de base e do metal de solda. (a) MB com tearing dimples; (b) MB com locais de estiramento e com dimples rasos de cisalhamento; (c) MB com cavidades alongadas em torno de inclusões não coerentes; (d) MS com dimples.

 

Conclusões

Uma quantidade considerável de pesquisas vem sendo realizada em aços de alta resistência e baixa liga nos últimos anos, fornecendo importantes dados para a aplicação na indústria de petróleo e gás.

A tenacidade à fratura foi analisada a partir dos corpos de prova extraídos do tubo de aço API 5L X70 soldado circunferencialmente pelas técnicas TIG no passe de raiz e arame tubular nas etapas seguintes de preenchimento e acabamento. Ensaios experimentais de CTOD no metal de base e no metal de solda do tubo foram realizados a partir de corpos de prova retirados diretamente do tubo. Baseando-se nos resultados do presente estudo, as principais conclusões podem ser resumidas da seguinte maneira:

1. O tubo de aço API 5L X70 apresenta boas propriedades mecânicas, uma vez que ambos os corpos de prova do ensaio de tração apresentaram limite de escoamento superior a 485 MPa (70 ksi) e limite de resistência superior a 570 MPa (82 ksi), cumprindo as exigências do tubo de aço grau X70 definidas.
2. Pela norma API 5L 44ª edição. 2) A condição overmatching foi verificada por testes de tração, uma vez que ambas as amostras foram rompidas no metal de base adjacente ao metal de solda. As atuais práticas e códigos de fabricação, como ASME e AWS, exigem as condições overmatching; portanto, a especificação do procedimento de soldagem adotada foi adequada.
3. De acordo com os resultados de CTOD, ambas as regiões do tubo (MB e MS) apresentaram uma boa tenacidade à temperatura ambiente. Ela pôde ser comprovada a partir dos elevados valores de CTOD. O metal de base apresentou maior valor de CTOD que a região do metal de solda. Essa constatação pôde ser observada a partir da curva carga versus CMOD, em que o metal de base apresentou uma área plástica sob a curva superior à do metal de solda.
4. A seleção dos parâmetros de soldagem foi feita com base em boas práticas de engenha ria, comprovadas pelos testes de tração e de tenacidade à fratura por meio do CTOD em temperatura ambiente. Este trabalho destacou a importância da utilização de um procedimento qualificado de soldagem para a realização de cordões de solda de qualidade, assegurando as propriedades da tenacidade à fratura do metal de solda.
5. Os ensaios de CTOD foram realizados com base nas principais normas relacionadas à mecânica da fratura e os valores de CTOD obtidos pelas normas BS 7448 e ASTM E1820. Verificou-se que os valores de CTOD tenderam a convergir para um valor comum; isto é, ficaram próximos entre si, embora o CTOD obtido pela norma BS 7448 tenha apresentado tendência a ser ligeiramente inferior aos valores de CTOD crítico obtidos pela ASTM E1820.
6. O procedimento de soldagem circunferencial realizado na posição 6G para simular as reais condições de soldagem em campo mostrou-se adequado para a instalação e conexão de tubos, uma vez que as propriedades do metal de solda avaliadas foram tão boas quanto às do metal de base.

 

Agradecimentos

Os autores agradecem à FAPESP – Fundação de Amparo à Pesquisa do Estado de São Paulo (processos N° 2008/56424-5 e N° 2010/02291-4), à CAPES – Coordenação de Aperfeiçoamento de Pessoal de Nível Superior e ao CNPq – Conselho Nacional de Desenvolvimento Científico e Tecnológico.

 

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