PT1559498E

PT1559498E - Processo de soldadura híbrida arco-laser dos aços ferriticos

Info

Publication number: PT1559498E
Application number: PT04300812T
Authority: PT
Inventors: Christian Bonnet
Original assignee: Air Liquide; Air Liquide Welding France
Priority date: 2004-01-21
Filing date: 2004-11-25
Publication date: 2007-05-31
Also published as: EP1559498B1; US7241971B2; EP1559498A9; CA2487665A1; FR2865152B1; DK1559498T3; BRPI0405966A; EP1559498A1; JP4800628B2; DE602004005150T2; DE602004005150D1; ES2283962T3; JP2005205497A; US20050155960A1; FR2865152A1; PL1559498T3; ATE355931T1

Description

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DESCRIÇÃO

"PROCESSO DE SOLDADURA HÍBRIDA ARCO-LASER DOS AÇOS FERRÍTICOS" A presente invenção refere-se a um processo para a soldadura híbrida arco-laser dos aços ferríticos, utilizando um arame de soldar, e a uma soldadura obtida com um processo híbrido deste tipo, quer dizer, a um processo de soldadura utilizando simultaneamente um arco eléctrico e um feixe de laser que se combinam um com o outro.

As soldaduras realizadas por soldadura híbrida arco-laser de aços ferríticos, tais como os aços C-Μη definidos pela norma EN 10025, os aço micro-ligados definidos pela norma EN 10113, ou ainda os aços chamados "temperados-revenidos" de acordo com a norma EN 10137, apresentam, a maior parte das vezes, características de resiliência ou mais geralmente de tenacidade a baixa temperatura no metal fundido, assim como valores de dureza nesta mesma zona muito superior à dos metais de base.

Estas características metalúrgicas medíocres limitam muito acentuadamente a extensão da soldadura híbrida arco-laser em certos domínios da indústria, em particular nos domínios da construção naval, da fabricação e colocação de tubos para o transporte de produtos petrolíferos, do "offshore", etc..

Este problema resulta do facto de estes aços terem sido equilibrados quimicamente para lhes conferir as propriedades mecânicas visadas tendo em conta o seu processo de elaboração, quer dizer, condições de laminagem e de arrefecimento subsequente, ou ainda do tratamento térmico que sofrem durante a sua fabricação, por exemplo, sob a forma de chapas ou tubos. 2

Com efeito, as propriedades mecânicas de um aço resultam, por um lado, da sua composição quimica e, por outro lado mais importante, da sua microestrutura. A microestrutura de um aço e, da mesma maneira, de uma soldadura, quer dizer, do metal fundido constituído pelo metal depositado e pelo metal de base fundido durante a execução da soldadura, desenvolve-se durante o arrefecimento desde o estado austenitico a alta temperatura, até à temperatura ambiente.

Por conseguinte, para uma dada análise quimica, esta microestrutura e, por consequência, as propriedades mecânicas do aço (ou da soldadura), são função das condições de arrefecimento.

Se se considerar, por exemplo, um aço contendo cerca de 0,12% em peso de carbono, com uma baixa velocidade de arrefecimento, a sua estrutura é composta essencialmente por ferrite, quer dizer, átomos de ferro empilhados de acordo com uma estrutura cristalográfica cúbica centrada, e por uma baixa percentagem, tipicamente da ordem de 13%, de perlite, quer dizer, de lamelas alternadas de ferrite e cementite, que é carbureto de ferro Fe3C a 6,66% de carbono. A sua dureza Vickers é então de cerca de 130 e a sua resistência à ruptura é da ordem de 400 a 500 MPa.

Em contrapartida, este mesmo aço terá uma estrutura martensitica, quer dizer, uma solução sólida sobressaturada de carbono no ferro cúbico centrado, e uma dureza Vickers da ordem de 400, ao passo que a sua carga à ruptura será de 1300 a 1400 MPa se tiver sofrido um arrefecimento extremamente rápido desde o estado austenitico (alta temperatura).

Para velocidades de arrefecimento compreendidas entre estes dois extremos, ver-se-ão desenvolver estruturas mistas compostas por martensite, bainite inferior, bainite 3 superior, e por ferrite + perlite, às quais corresponderão propriedades mecânicas intermédias.

Os diagramas de transformação em arrefecimento continuo, correntemente chamados "diagramas TRC", que são bem conhecidos dos metalurgistas, indicam as diversas microestruturas que se desenvolvem, assim como as durezas que lhes correspondem de acordo com a velocidade de arrefecimento para um dado aço e as condições normalizadas de austenização para este aço, nomeadamente, a temperatura (geralmente 50° acima do ponto de transformação completa em austenite) e a duração de austenização (geralmente 30 minutos).

Tais diagramas mostram, por outro lado, que para um dado aço, a diferença de propriedades mecânicas entre a estrutura martensitica e a estrutura ferrite + perlite é tanto mais acentuada, quanto mais elevado for o seu teor de carbono. Mostram também, se se compararem os diagramas de aços de diversas composições, que as velocidades de arrefecimento que as diferentes microestruturas anteriormente citadas criam são função do conjunto de elementos da liga de aço.

Com efeito, todos os elementos da liga têm uma influência na temperabilidade, quer dizer, na aptidão de um aço para adquirir uma estrutura totalmente martensitica, portanto, também sobre a velocidade critica de têmpera, que é a velocidade de arrefecimento minima desde o estado austenítico que permite obter uma estrutura 100% martensitica. O teor de carbono, além de influenciar a temperabilidade, condiciona também as propriedades mecânicas das diversas estruturas.

Os processos de soldadura hibrida arco-laser, pela grande densidade de potência que lhe está associada e pelas velocidades de soldadura elevadas que permitem atingir, as 4 quais são muitas vezes mais elevadas que em soldadura unicamente com laser, conduzem a velocidades de arrefecimento muito rápidas.

Segue-se então que, com os aços chamados ferriticos, a microestrutura da soldadura é muito diferente da do metal de base, o que conduz nesta zona a caracteristicas de dureza e de tracção muito mais elevadas que as dos aços mistos, mas também a uma ductilidade e a uma tenacidade da junta soldada demasiado baixas para muitas aplicações.

Este fenómeno pode ser atenuado pela adição de um metal de afluxo sob a forma de arame "frio", quer dizer, um arame de soldadura estendido ao nivel do plano da junta das chapas, imediatamente a montante do impacto do feixe de laser e do arco utilizados durante a soldadura híbrida Íaser-TIG ou plasma, ou sob a forma de arame eléctrodo consumivel quando o processo é um híbrido laser/MIG ou MAG.

Com efeito, procedendo-se desta maneira, procura-se ajustar a temperabilidade do metal fundido, diminuindo a maior parte das vezes o seu teor de elementos de liga em relação ao metal ou aos metais de base, mas também aumentando-o no caso dos aços muito macios, quer dizer, os que têm um limite de elasticidade inferior a 240 ou 280 MPa.

Nos dois casos, procura-se ajustar a temperabilidade do metal fundido para que, sob o efeito do ciclo térmico produzido pela soldadura híbrida, ele desenvolva uma microestrutura menos frágil.

No entanto, proceder assim é muitas vezes insuficiente, porque, com os processos de soldadura laser híbrida, a proporção de metal de afluxo no metal fundido, na maior parte dos casos, é da ordem de 20% em peso e muito raramente ultrapassa os 40% em peso, o que, mesmo utilizando os arames menos carregados de elementos de liga disponíveis comercialmente, quer dizer, arames a 0,5% em 5 peso de manganês, por exemplo, não permite baixar suficientemente a temperabilidade do metal fundido para evitar a formação de estruturas duras e frágeis no caso dos aços que, sem esta adição, conduzem já a uma estrutura dura e frágil.

Por outro lado, no caso de aços muito macios, para os quais se pode ser levado a querer aumentar a temperabilidade para evitar a formação de uma estrutura grosseira e frágil, a a utilização de um arame mais carregado de elementos de liga que o metal a soldar, a fim de obter no metal fundido uma estrutura mais fina, não parece também uma solução satisfatória, porque este afinamento da estrutura é acompanhado de um grande aumento da dureza e não conduz, por esse facto, senão a uma fraca diminuição da fragilidade. 0 documento DE-A-4 006 167, considerado como o melhor estado da técnica anterior, revela um processo para a soldadura laser do aço, permitindo soldar os dois bordos longitudinais de uma folha metálica de maneira a obter um tubo soldado, e divulga em combinação as caracteristicas da reivindicação 1.

Além disso, o documento US-A-5 744 782 propõe um processo para a soldadura por arco, com arame de soldar fusível, de aços de alta resistência, cujo arame eléctrodo contém ferro, carbono, manganês, niquel, molibdénio, silicio, cobre e boro. O problema que se coloca então é melhorar os processos de soldadura híbrida laser-arco, de maneira a se poderem obter soldaduras cuja microestrutura é quase isenta de micro-constituintes duros e frágeis, quer dizer, apresentando propriedades melhoradas em termos de resiliência e mais geralmente de tenacidade, assim como caracteristicas de tracção mais em relação com as dos metais de base, nomeadamente um alongamento aumentado, uma 6 resistência à ruptura e um limite de elasticidade mais beixos, permanecendo ao mesmo tempo superiores aos dos materiais adicionados.

Dito de outra maneira, a invenção visa melhorar as propriedades das juntas de soldadura obtidas por soldadura hibrida laser-arco, com a utilização de arame fusivel e gás de assistência. A solução da invenção é um processo de soldadura hibrida utilizando um feixe de laser combinado com um arco eléctrico, com a utilização de arame de soldadura fusivel e gás de protecção, no qual o referido arame é fundido pelo referido feixe de laser e/ou pelo referido arco eléctrico, de maneira a realizar uma junta de soldadura em pelo menos uma peça de aço a soldar, caracterizado por a referida junta de soldadura conter de 30 a 1000 ppm em peso de titânio, pelo menos 0,7% em peso de manganês, de 50 a 1000 ppm em peso de oxigénio e menos de 10% de níquel.

Conforme os casos, o processo de acordo com a invenção pode compreender uma ou mais das seguintes características técnicas: - a peça ou as peças são de aço ferrítico, - a junta de soldadura tem uma microestrutura de tipo ferrite acicular, - a soldadura compreende de 30 a 800 ppm de titânio e/ou de 100 a 450 ppm de oxigénio, de preferência de 50 a 500 ppm de titânio e/ou 120 a 350 ppm de oxigénio, - a soldadura compreende de 0,7 a 2% em peso de manganês e/ou menos de 1500 ppm em peso de alumínio, de preferência de 0,8 a 1,7% de manganês e/ou menos de 500 ppm de alumínio, de preferência ainda menos de 300 ppm de alumínio, - a soldadura compreende o alumínio e o oxigénio em proporções tais que: [AI] / [O] < 2,5, em que [Al] é a 7 proporção ponderai de alumínio e [0] é a proporção ponderai de oxigénio, de preferência [Al]/[0] < 1,5, - a soldadura compreende menos de 0,6% de molibdénio, menos de 80 ppm de boro, menos de 1% de silício, menos de 0,20% de carbono, menos de 0,035% de enxofre e menos de 0,035% de fósforo, de preferência menos de 0,3% de molibdénio, menos de 50 ppm de boro, de 0,1 a 0,6% de silício e de 0,03 a 0,13% de carbono, - a soldadura compreende menos de 0,07% de nióbio, menos de 0,07% de vanádio, de 1 a 200 ppm de azoto e menos de 1% de crómio, de preferência menos de 100 ppm de azoto, menos de 0,03% de nióbio, menos de 0,05% de vanádio, e menos de 0,3% de crómio, - o gás de assistência do feixe de laser e/ou o gás de protecção do arco é uma mistura gasosa contendo oxigénio até 20% em volume e/ou C02 até 40% em volume, - o gás de assistência do feixe de laser é uma mistura gasosa contendo, adicionalmente, pelo menos um gás inerte, de preferência o hélio, o árgon ou as suas misturas, - o arame fusível é um arame maciço ou um arame revestido, contendo pelo menos um elemento escolhido entre o titânio, manganês, ferro, níquel e eventualmente boro, molibdénio, carbono ou crómio. O arame de soldadura maciço ou revestido susceptível de ser utilizado num processo de soldadura híbrida laser/arco, com a utilização de arame de soldadura fusível e gás de protecção de acordo com a invenção, compreende de 100 a 10 000 ppm de titânio, de 50 a 5000 ppm de oxigénio, até 1500 ppm de boro, e sendo o resto constituído essencialmente por ferro. 8

Em particular, o arame contém um ou mais elementos de liga dos aços ferriticos, escolhidos entre o manganês, o silício o molibdénio, o níquel e o carbono.

Mais geralmente, as soldaduras efectuadas pelos processos tradicionais de soldadura por arco, mas sem laser, podem apresentar diversas microestruturas, entre as quais existe a estrutura chamada ferrite acicular, que possui excelentes propriedades de tenacidade.

Este tipo de microestrutura é específico das soldaduras e não se encontra nunca nos aços, mesmo quando se submetem a condições de arrefecimento semelhantes às das soldaduras.

Em contrapartida, nas soldaduras, pode aparecer uma microestrutura deste tipo, em certos casos, para uma gama de velocidades de arrefecimento muito grande, desde o estado austenítico, incluindo aquelas que, no caso dos aços clássicos, conduzem a estruturas de têmpera de tipo martensite e/ou bainite inferior, que são duras e frágeis, como é relatado pelo documento Antunes M., Bonnet C., "Application d'un essai de trempabilité à la recherche des facteurs ayant une influence sur la formation de ferrite aciculaire", Jornadas de informação Metalúrgica da zona fundida, Societé Française de Métallurgie/Société des Ingénieurs Soudeurs — Section sud-est, Conférence n°9, Publication de la Soudure Autogène, 1981. A ferrite acicular existe no metal fundido somente na presença de algumas inclusões que servem de germes intragranulares para a ferrite, aquando da transformação da austenite durante o arrefecimento.

Sabe-se que a existência destas inclusões depende do teor de oxigénio da zona fundida mas, para que haja germinação intragranular de ferrite no arrefecimento, parece necessário, que estas inclusões complexas apresentem localmente na sua superfície óxido de titânio TiO ou um 9 óxido de titânio/manganês MnTi204, como é descrito por Blondeau R., "Métallurgie et mécanique du soudage", Hermes Science, Lavoisier 2001, pag. 162. É, pois, evidente que o titânio desempenha um papel fundamental.

Todavia, não basta ter um mínimo de titânio, tipicamente algumas dezenas de ppm em peso, para que este se encontre sob uma ou outra das formas desejadas.

Com efeito, é também indispensável que a cinética das reacções de oxidação-redução que conduzem à formação das inclusões permita atingir este resultado.

Assim, além do teor de titânio e do teor de oxigénio, da natureza e da quantidade do conjunto dos elementos desoxidantes, quer dizer, dos elementos que têm uma grande afinidade para o oxigénio, tais como o alumínio, silício, cálcio, etc., eventualmente presentes no metal fundido, vão também intervir e ter um impacto não negligenciável na microestrutura resultante, qualquer que seja a origem destes elementos, o arame de soldar, o metal de base ou o gás.

Além disso, o teor de azoto deve também intervir porque, se o titânio e o alumínio são ávidos de oxigénio, estes elementos apresentam também uma grande afinidade para o azoto, se bem que o azoto, assim como todos os elementos que dele são ávidos, tais como o boro, o vanádio, o nióbio, etc., vão interferir nas reacções de oxidação-redução e condicionar o aparecimento, no metal fundido, das inclusões necessárias à transformação da austenite em ferrite acicular.

Ora, o metal fundido resultante da soldadura híbrida arco-laser com ou sem metal de afluxo não reúne geralmente as condições necessárias à germinação da ferrite acicular, se bem que, na maioria das vezes, apresente uma 10 microestrutura martensítica ou martensite/bainite dura e frágil, incompatível com um grande número de aplicações.

Tendo em conta o precedente, a solução da invenção que permite resolver estes problemas consiste em introduzir, durante a soldadura híbrida laser-arco, no metal fundido, através do arame ou preferencialmente do par arame/gás, os elementos que permitem a formação de inclusões favoráveis à germinação da ferrite acicular.

Todavia, para este efeito, é preciso ter em conta o facto de que o que importa no final é a análise química do metal fundido, o qual resulta de uma mistura entre o metal de base e o metal depositado pelo par arame/gás utilizado, exprimindo-se geralmente a proporção de um e do outro, em soldadura, pela taxa de diluição, que é a proporção do metal de base no metal fundido, sendo a proporção a relação em peso, em volume ou em superfície avaliada a partir de uma macrografia, visto que se trata de uma proporção e que as densidades do metal de base e do metal depositado são quase as mesmas.

Assim, se se realizar, por exemplo, uma soldadura cuja taxa de diluição é de 80% em peso, o teor de cada um dos elementos no metal fundido será igual a 80% do teor deste elemento no metal de base ao qual se adicionam 20% do teor deste mesmo elemento no metal depositado pelo arame ou pelo par arame/gás. O que antecedeu mostra que o problema é extremamente complexo.

No entanto, os ensaios conduzidos no âmbito da presente invenção e dados abaixo a titulo ilustrativo, mostram que é possível propor soluções que funcionem na maioria dos casos, quer dizer, que conduzam à formação de microestruturas não frágeis no metal depositado, ajustando as proporções de certos elementos particulares no seio da soldadura, portanto, controlando igualmente as suas 11 proporçoes relativas nos materiais de afluxo, nomeadamente por via do par arame/gás.

Ajustamento do teor de oxigénio do metal fundido

Os aços actuais têm um teor de oxigénio muito fraco, geralmente menos de 30 ppm em peso, e contém na maioria dos casos um teor residual de alumínio, tipicamente da ordem de 100 a 500 ppm em peso, porque este elemento é utilizado como elemento de "calmage", durante a elaboração destes aços.

Por este facto, qualquer oxigénio presente nestes aços encontra-se sob a forma de inclusões de aluminatos, as quais não são susceptíveis de servir de germe para a ferrite acicular.

Mesmo adicionando-se titânio por intermédio do arame de soldar, este não se pode encontrar sob a forma de óxidos necessários à germinação da ferrite acicular, porque o alumínio é mais reactivo que o titânio face ao oxigénio e pela própria elaboração dos aços, está sempre em excesso em relação ao oxigénio residual do aço.

Se se quiser pretender em condições de formar óxidos de titânio no metal fundido, é necessário, portanto, imperativamente aumentar o seu teor de oxigénio em relação ao do metal de base, de maneira a que, mesmo após a reacção com o alumínio, fique oxigénio em excesso a fim de que possa reagir com o titânio.

Podem ser utilizados vários meios, independentemente ou conjuntamente, para fornecer oxigénio ao metal fundido: - o gás de assistência utilizado para a soldadura laser pode conter oxigénio ou C02, decompondo-se este último e libertando-se oxigénio, em virtude das altas 12 temperaturas existentes na vizinhança do metal liquido durante a execução da soldadura, e/ou - o arame de soldar de tipo maciço ou revestido, cujo teor de oxigénio pode ser bastante mais elevado do que o do metal de base; assim, um arame maciço pode conter várias centenas de ppm de oxigénio e um arame revestido pode conter vários milhares de ppm de oxigénio, e/ou - o gás de protecção utilizado para a parte "arco", no caso de soldadura híbrida arco/laser que, de acordo com a concepção do equipamento de soldadura híbrida, pode ser ou não diferente do gás de protecção que assiste ao feixe de laser. A figura 1 mostra a evolução na soldadura híbrida arco-laser, mais precisamente na soldadura híbrida MAG/laser C02, do teor de oxigénio no metal fundido, em função do teor de oxigénio no hélio, assim como o teor de oxigénio no metal fundido para a mistura He + 8% C02 (% em volume), utilizando em todos os casos uma potência ou de 6 kw, ou de 8 kw, e o mesmo metal de afluxo constituído por arame maciço de diâmetro 1,2 mm e de tipo G2Si de acordo com a norma EN 440.

Os ensaios foram realizados numa espessura soldada de 6 mm, a uma velocidade de soldadura de 1 m/min a 6 kW e 1,7 m/min a 8 kW, para um débito de gás de 30 1/min, para uma velocidade de arame de 14 m/min, uma intensidade de 370-390 A e uma tensão de 39-42 V.

Como se vê na figura 1, a proporção de oxigénio do metal fundido de uma soldadura obtida por soldagem híbrida arco-laser aumenta quando o teor de oxigénio no gás de assistência aumenta. Vê-se também que, como no caso de soldagem apenas por laser ou soldagem apenas por arco, a substituição do 13 oxigénio por CO2 com um teor equivalente, conduz a um menor aumento do teor de oxigénio no metal fundido.

Testes complementares conduzidos em paralelo mostram que a quantidade de oxigénio a respeitar nas soldaduras deve estar compreendida entre aproximadamente 50 e 1000 ppm, mas veremos posteriormente que o limite inferior é, com efeito, função do teor de alumínio do metal fundido. O limite superior resulta do facto de o aumento do teor de oxigénio se traduzir por um aumento da densidade de inclusões na soldadura, o que origina uma diminuição da energia de ruptura ao nivel dúctil(ver R. Blondeau: "Métallurgie et mécanique du soudage", Hermès Science, Lavoisier 2001). É, portanto, inútil introduzir mais oxigénio que a quantidade necessária à obtenção das inclusões indispensáveis para a germinação da ferrite acicular.

Ajustamento do teor de titânio do metal fundido

Sendo o titânio indispensável para que as inclusões tenham efectivamente o papel de germes para a transformação da austenite em ferrite acicular, durante o arrefecimento da soldadura, torna-se necessário fornecê-lo por intermédio do arame maciço ou revestido, se o metal de base, quer dizer, a peça ou peças a soldar, não o contiverem em quantidade suficiente.

Assim, foi observado que, qualquer que seja o processo de soldagem, não aparece ferrite acicular se o teor de titânio do metal fundido for inferior a 30 ppm em peso, e que para lá de um certo valor, que pode variar entre cerca de 800 e 1000 ppm, a transformação em ferrite acicular é suprimida ou acentuadamente deteriorada. É necessário, portanto, que o metal fundido, quer dizer, a mistura de metal de base e de metal depositado em 14 proporção da taxa de diluição, contenha entre 30 e 1000 ppm de titânio, preferencialmente entre 50 e 800 ppm em peso.

Idealmente, é preciso que a composição química do metal depositado, a qual resulta da composição química do arame utilizado e das reacções com o gás de assistência laser e/ou de protecção do arco (ver figura 1 e quadro 5), contenha uma quantidade de titânio suficiente para que, quando o metal depositado proveniente da fusão do arame se misturar com o metal de base em proporção correspondente à taxa de diluição, a mistura assim obtida contenha um teor de titânio compreendido entre cerca de 30 e 1000 ppm.

Na prática, e dado que a gama de teores de titânio aceitáveis é relativamente grande, atingir este objectivo é relativamente simples, porque a maior parte dos metais de base não contém titânio e, para os outros, o seu teor é geralmente inferior a 200 ou 250 ppm.

Nestas condições, vê-se que se se utilizar um arame equilibrado quimicamente para depositar, com o gás utilizado, um metal que contém entre 150 e 1000 ppm em peso de titânio, a mistura com o metal de base terá um teor de titânio no domínio requerido para a transformação em ferrite acicular, para uma taxa de diluição compreendida entre 80% e 0%, se se soldar um aço que não contenha titânio, e qualquer que seja a taxa de diluição se se soldar um aço que contém tipicamente menos de 800 ppm daquele metal. A análise do metal depositado não é nunca idêntica à análise do arame, e o coeficiente de transferência dos diversos elementos, quer dizer, a relação entre o teor deste elemento no metal depositado para o seu teor no arame, é função de todos os elementos presentes no arame, mas também, para certos elementos, da natureza do gás de protecção. 15

Assim, se se quiser ter 200 ppm de titânio no metal depositado, o teor no arame não será o mesmo, conforme os outros elementos presentes, tais como C, Mn, etc..

Dito de outra maneira, para que o teor de titânio do metal fundido esteja compreendido entre 30 e 1000 ppm, de preferência entre 50 e 800 ppm, é preciso então, se o metal de base diluído no metal fundido não permitir atingir o valor mínimo, fornecer o titânio necessário por meio do arame de soldar, tendo em conta a taxa de diluição, tal como foi explicado anteriormente, mas também o coeficiente de transferência de titânio entre o arame e o metal depositado, sendo o coeficiente de transferência a relação entre o teor de titânio do metal depositado e o do arame utilizado. Este coeficiente é sempre inferior a 1 e é tanto menor quanto maior for o poder de oxidação do gás utilizado, quer dizer, quanto mais oxigénio e ou CO2 contiver o gás de protecção do arco, no caso da soldagem híbrida arco-laser.

Ajustamento da temperabilidade do metal fundido A temperabilidade é uma noção bem conhecida dos metalurgistas, que traduz a aptidão de um aço para adquirir uma estrutura 100% martensítica. A temperabilidade pode ser caracterizada, nomeadamente, pela velocidade crítica de têmpera, que é a velocidade de arrefecimento mais lenta desde o estado austenítico (alta temperatura: em geral superior a 900°C para os aços encontrados em soldagem) que permite conferir ao aço considerado uma estrutura 100% martensítica.

Pode ser avaliada a partir de diagramas de transformações em arrefecimento contínuo (TRC) que traduzem, sob a forma gráfica, as diversas transformações 16 estruturais que sofre um aço em função da velocidade de arrefecimento desde o estado austenitico.

Quanto mais deslocado para a direita for o diagrama TRC (tempo longo) nos eixos temperatura/tempos, menor é a velocidade critica de têmpera e mais elevada é a temperabilidade apresentada pelo aço.

Se estiverem reunidas as condições para que as inclusões possam ser activas como germes para a transformação da austenite em ferrite acicular numa soldadura, o que depende nomeadamente dos equilíbrios do titânio, alumínio, oxigénio, etc., tal como foi explicado anteriormente, é preciso também, para que esta microestrutura apareça, que a austenite não se tenha previamente transformado em produto de decomposição que se forma a uma temperatura superior à da ferrite acicular, sabendo-se que a ferrite acicular se forma por arrefecimento entre 550 e 450°C.

Com efeito, alguns outros constituintes microestruturais, tais como a ferrite de widmanstatten, perlite ou bainite granular, podem aparecer a temperaturas superiores. É necessário, portanto, que o metal fundido tenha uma temperabilidade suficiente para evitar a transformação da austenite a uma temperatura superior a 550°C nas condições de arrefecimento próprias das soldaduras laser ou híbrida arco-laser.

Dito de outra maneira, é preciso vigiar para que a temperabilidade do metal fundido, resultante da mistura do metal de base e do metal depositado em função da taxa de diluição, não seja demasiado baixa para evitar que a austenite se transforme em constituintes grosseiros e, portanto, pouco resilientes, antes de atingir o domínio de temperatura que permite a transformação em ferrite acicular (abaixo de 550°C), nem demasiado grande, a fim de evitar 17 que a austenite se transforme em martensite, incluindo a presença das inclusões favoráveis à germinação da ferrite acicular. A composição química do arame de soldar, que influencia evidentemente a temperabilidade do metal fundido, deve, portanto, ser equilibrada tendo em conta a análise do metal de base, a taxa de diluição e coeficientes de transferência dos diversos elementos químicos, os quais, tal como para o titânio, são função do poder de oxidação da mistura gasosa na qual transitam as gotas de metal desde o arame para o banho de fusão, durante a soldagem.

Se bem que os ciclos térmicos produzidos pela soldagem híbrida arco-laser sejam muito rápidos, em comparação com os ciclos térmicos produzidos pelos processos de soldagem mais clássicos, tipo MIG/MAG, arco submerso, plasma, etc., no âmbito da invenção, nunca se observou a formação de ferrite acicular nos cordões obtidos pelo processo híbrido arco-laser cujo teor de manganês era inferior a 0,7%.

Convirá, portanto, respeitar no metal fundido um teor mínimo de manganês de 0,7%, de preferência de pelo menos 1 S-± o ·

Além disso, foi observado que a presença de elementos de liga complementares, tais como molibdénio, níquel, crómio ou boro, aumenta geralmente a proporção de ferrite acicular no metal fundido, sendo isto particularmente pronunciado para o boro, sobretudo quando está associado ao molibdénio, mas adições mais elevadas podem ser prejudiciais, porque uma temperabilidade demasiado elevada do metal fundido conduzirá a uma estrutura martensítica dura e frágil, mesmo se estiverem presentes as inclusões necessárias à germinação da ferrite acicular. A distinção feita entre o boro e o molibdénio em relação aos outros elementos de liga explica-se em virtude da acção destes elementos sobre a temperabilidade ser mais 18 acentuada nas transformações que se produzem a alta temperatura, quer dizer, a mais de 550°C, o que corresponde à parte alta dos diagramas TRC, que naquelas que se produzem a temperaturas mais baixa, quer dizer, a menos de 550 °C.

Assim, além do teor minimo de manganês de 0,7%, preferencialmente 1%, poderá ser interessante introduzir boro e/ou molibdénio no metal fundido, a fim de aumentar a proporção de ferrite acicular na soldadura e, da mesma forma, as resiliências a baixa temperatura.

Ajustamento do teor de oxigénio do metal fundido

As experiências conduzidas no âmbito da presente invenção mostraram que é também necessário, para se obter uma estrutura rica em ferrite acicular na soldadura e, portanto, boas tenacidades a baixa temperatura, que a relação Al/O seja inferior a 2,5, de preferência inferior a 1.5.

Com efeito, para se obterem bons valores de tenacidade a baixa temperatura numa soldadura obtida pelo processo hibrido arco-laser e evitar ter durezas muito elevadas no metal fundido, é preciso formar no metal fundido inclusões susceptiveis de servir de germes para que a transformação da austenite no arrefecimento produza ferrite acicular e, como foi indicado anteriormente, estas inclusões de óxidos ricos em titânio só se possam formar se todo o oxigénio presente no metal fundido não estiver integralmente ligado ao alumínio, cuja reactividade face ao oxigénio é superior à do titânio. A experiência mostra que não é este o caso se a relação ponderai Al/O no metal fundido for inferior a 2.5.

Para satisfazer esta condição, e sendo o alumínio proveniente essencialmente da diluição do metal de base na 19 soldadura, convém enriquecer o metal fundido em oxigénio por intermédio do arame, do gás de soldagem ou da combinação arame/gás utilizado durante a soldagem arco-laser .

Ensaios realizados no âmbito da presente invenção (ver a seguir) mostram que são obtidos excelentes resultados de ductilidade, tenacidade e resiliência, sem durezas excessivas, nas soldadura realizadas por utilização de um processo híbrido arco-laser, quando a análise do metal fundido, quer dizer, da soldadura, contém os elementos dados no Quadro 1 seguinte (teores expressos em proporção ponderai) .

Quadro 1 c Si Mn S P 0 Ti Ni < 0,2% < 0, 7 a < 0,035% < 0,035% 50 a 30 a 1000 < 1% 1, 8% 650 ppm ppm 10%

Mo Cr N B Nb V Al/O < 0,6% < 1% 10 a 200 < 80 ppm < 0,07% < 0,07% < 2,5% ppm

Todavia, as soldaduras apresentam caracteristicas melhores quando contêm os elementos do Quadro 1 nas proporções preferenciais do Quadro 2 seguinte (teores expressos em proporção ponderai).

Quadro 2 c Si Mn S P 0 Ti Ni 0,03 a 0,1 a 0,8 a < 0,035% < 0,035% 70 a 50 a < 0,13% 0, 6% 1,5% 300 ppm 500 ppm 3,5%

Mo Cr N B Nb V Al/O < 0,3% < 0,3% 10 a 100 < 50 ppm < 0,03% < 0,05% < 1,5% 20 ppm

As gamas analíticas dos Quadros 1 e 2 correspondem ao metal fundido que resulta da análise do metal de base, ou dos metais de base se se unirem por soldagem duas peças de aços diferentes, e a do metal depositado depende do arame, do gás ou do par arame/gás, tendo em conta a taxa de diluição.

Na prática, para satisfazer estas gamas e obter uma soldadura de acordo com a invenção, convém proceder como se segue.

Determina-se a composição do metal de base que constitui as peças a unir (ou a peça, se se tratar de soldar bordos de um tubo) ou uma composição média correspondentes às dos metais de base se as peças forem de aços diferentes.

Avalia-se a taxa de diluição, quer dizer, a proporção do metal de base na soldadura a realizar.

Determina-se em seguida a composição do metal a depositar (par arame/gás) para que a mistura metal de base + metal depositado conduza a uma composição de metal fundido, quer dizer, da soldadura, nas gamas dos quadros 1 ou 2 acima, tendo em conta a taxa de diluição avaliada.

Assim, por exemplo, se o teor de manganês (Mn) do metal de base for de 1% e se a taxa de diluição for estimada em 80%, a gama preferencial (ver Quadro 2) de manganês para o metal fundido compreendida entre 0,8 e 1,5% é respeitada se o teor de manganês do metal depositado (par arame/gás) estiver compreendido entre 0 e 3,5%, porque, para um teor de Mn de 1% no metal de base (isto é, no aço das peças a soldar) e uma taxa de diluição de 80%, obter-se-á uma soldadura, quer dizer, um metal fundido, contendo 80% de Mn proveniente do metal de base e, portanto, 20% de Mn proveniente do metal depositado (par arame/gás). 21

Portanto, para se obter uma soldadura contendo 0,8% de Mn (valor baixo da gama do Quadro 2), convém então utilizar um arame (metal depositado) isento de Mn, quer dizer, sem Mn. Dito de outra maneira, neste caso, todo o manganês que se encontrar na soldadura é unicamente proveniente do aço das peças a soldar.

Pelo contrário, para se obter uma soldadura contendo 1,5% de Mn (valor alto da gama do Quadro 2), é conveniente utilizar um par arame/gás que conduza a um metal depositado contendo cerca de 3,5% de Mn, porque, neste caso, o manganês que se encontrar na soldadura será proveniente, em 80%, do aço das peças a soldar (ou seja 0,8% dos 1,5% desejados) e em 20% do par arame/gás (ou seja, 0,7% dos 1,5% desejados).

Pode ser feito um cálculo análogo para cada um dos elementos químicos a introduzir na soldadura, o que permite definir precisamente a composição do metal a depositar, quer dizer, do par arame/gás, em função das peças a soldar. É de notar que, dado que a taxa de diluição, quer dizer, que a proporção do metal de base no metal fundido das soldaduras laser com arame de afluxo, é geralmente da ordem de 60 a 80%, o metal depositado pelo par arame/gás, portanto, o arame de soldar, deve conter muito pouco ou, pelo contrário, uma quantidade elevada de manganês, de acordo com o teor de manganês do ou dos metais de base, e na maioria das vezes grandes teores de titânio e boro em relação às gamas visadas para o metal fundido, a fim de que a baixa percentagem de metal depositado na soldadura permita atingir os meios das gamas de valores recomendados para estes elementos na soldadura.

Por outro lado, no que se refere aos elementos Cr, N, V e Nb, na prática, há somente um fraco interesse em ter estes elementos na soldadura. 22

Todavia, a sua presença é quase inevitável pela diluição com o metal de base, que contém muitas vezes vários de entre eles, ou porque estão presentes como impurezas residuais inevitáveis nos metais a unir ou no produto de afluxo (caso do azoto, por exemplo).

Convém, portanto, vigiar para que os seus teores sejam tão baixos quanto possível e não excedam nunca os valores máximos dados nos quadros 1 e 2 anteriores.

Além disso, com referência ao elemento Ni, o teor máximo de 10% dado no Quadro 1 corresponde ao caso muito particular dos aços a 9% de níquel.

Quando se soldam os referidos aços com um teor muito elevado de níquel, assegura-se previamente que o teor de oxigénio não seja muito elevado e, se for o caso, ajusta-se este teor de oxigénio para o tornar compatível com a soldagem deste tipo de aço ao níquel, quer dizer, que preferencialmente se trabalha com teores de oxigénio próximos do valor baixo da gama de oxigénio do Quadro 1.

Excepto estes aços de elevado teor de níquel, os aços mais clássicos poderão ser soldados eficazmente respeitando os teores de níquel máximos na soldadura da ordem de cerca de 2 a 3% em peso.

Tendo em conta o anterior, foram postas em evidência gamas de composições de metal a depositar pelo par arame/gás que permitem obter as composições de metal fundido da soldadura dos Quadros 1 ou 2. Estas gamas são dadas no Quadro 3. O metal depositado deve preferencialmente ter uma análise metalúrgica correspondente à parte alta das gamas de composição, quando a taxa de diluição do metal de base na soldadura for elevada (> 85%) . Em contrapartida, a sua análise deve corresponder antes à parte baixa das gamas indicadas quando a taxa de diluição for significativamente mais baixa, por exemplo, 75% ou menos. 23

Quadro 3 c Si Mn S P 0 Ti < 0,15% < 0,6% 0,5 a < 0,035% < 0,035% 50 a 1500 150 a (pref. pref. 6% (pref. < (pref. < ppm 1000 ppm < 0,1%) 0, 1 a (pref. 0,025%) 0,025%) (pref. 100 (pref. 0,5% 2 a a 1000 300 a 800 3%) ppm) ppm)

Ni Mo Cr N B Nb V Al/O < 10% < 0,6% < 1% 10 a 200 Λ 00 o < 0,07% < 0,07% < 0,02% ppm ppm

Além disso, como foi mencionado acima, a análise do metal depositado pelo par arame/gás utilizado durante a soldagem híbrida arco-laser depende da análise do arame e do poder de oxidação da mistura gasosa, porque esta condiciona os coeficientes de transferência dos diversos elementos de liga contidos no arame.

No caso da soldagem híbrida arco-laser, quer seja de tipo TIG ou plasma, o metal de afluxo é fornecido sob a forma de um arame fusível frio.

Neste caso, as trocas químicas são relativamente fracas e só se notam diferenças significativas no que se refere ao teor de oxigénio, que pode ser aumentado em relação ao do arame quando este contém apenas uma baixa quantidade de oxigénio (arames maciços cujo teor de oxigénio é inferior a 150 ppm) ou diminuído, quando o arame contém bastante oxigénio, como é o caso, por exemplo, de certos arames revestidos do tipo "Metal cored" [com núcleo metálico] . Em contrapartida, os teores de manganês, silício e titânio são sempre mais fracos no depósito que no arame, sendo a diferença tanto maior quanto maior for o potencial de oxidação do gás de assistência laser, nomeadamente o teor de oxigénio e/ou C02. 24 É de notar que em soldagens TIG e plasma, não se podem utilizar gases de protecção oxidantes, porque senão destruir-se-ia o eléctrodo de tungsténio.

Todavia, nos casos em que o equipamento de soldagem híbrida permita ter duas entradas de gás distinas, uma de assistência do feixe de laser e outra para o arco TIG ou plasma, o gás de assistência laser pode ser diferente e, portanto, conter oxigénio, porque, neste caso, este gás oxidante não está em contacto directo com o eléctrodo de tungsténio.

Da mesma maneira, pode-se utilizar um maçarico de plasma de duplo fluxo ou TIG de duplo fluxo, quer dizer, maçaricos com dois circuitos de gás, nos quais o gás central ou gás plasmogénico não contém oxigénio, ao passo que o gás anelar pode contê-lo, porque não está em contacto directo com o eléctrodo.

Em soldagem híbrida GMAW/laser, opera-se uma transferência de gotas de metal liquido desde a extremidade do arame fusível para o banho liquido, através do arco, o que implica trocas químicas muito mais intensas e perdas de elementos muito mais pronunciadas.

No Quadro 4 são dados exemplos de transferência química no arco em função da natureza e da proporção dos constituintes oxidantes do gás de protecção, com diferentes tipos de arames, figurando no quadro as análises de arames e do metal depositado obtidas com estes arames, utilizando gases de protecção que têm diferentes compostos oxidantes em soldagem híbrida MAG/Laser.

Quadro 4 componentes oxidantes do gás de protecção c Mn Si Mo Ni Ti B N 0 arame: MCI - 0,006 1,65 1,06 - - 0, 11 0, 0050 0,0033 0,2350 metal 18% C02 0,011 1,33 0,88 - - 0,041 0, 0050 0,0045 0,0548 25 depositado 3 % CO2 + 1% o2 0,010 1, 45 1,02 0,058 0, 0050 0,0046 0,0420 arame: MC2 - 0, 15 1,74 0,57 0,32 0,93 0,08 0, 0009 0,0050 0,2120 metal depositado 10% co2 0,085 1,44 0, 41 0,31 0,92 0,020 0, 0001 0,0055 0,0454 arame: F1 - 0,105 1,70 0,59 0,31 0,95 0,067 0,0009 0,0066 0,0150 metal 18% C02 0,089 1,37 0, 47 0,30 0,91 0,025 0, 0004 0,0073 0, 0400 depositado 10% co2 0,083 1,57 0,55 0,30 0,94 0,032 0, 0004 0,0082 0,0276 3% 02 0,077 1,54 0,54 0,30 0,93 0,028 0, 0004 0,0074 0,0229 arame: F2 0,047 1,69 0,79 - - 0,14 0,0010 0,0025 0,0043 metal 9% C02 0,067 1,35 0,62 - - 0,069 0, 0009 0,0047 0,0271 depositado 1,5% 02 0,040 1,54 0,668 - - 0,080 0, 0009 0,0048 0,0214

Os teores de impurezas residuais não foram referidos no quadro 4. Por outro lado, os arames referidos por MCx são arames revestidos sem escória e os arames referidos por Fx são arames maciços.

Os resultados apresentados no Quadro 4 mostram muito claramente que a análise do metal depositado é sempre significativamente diferente da análise do arame utilizado, sendo a amplitude das diferenças função da natureza e da quantidade de gases oxidantes presentes na mistura gasosa na qual irrompe o arco.

Quanto mais oxidante for a mistura gasosa, mais elevadas são as perdas de elementos que têm uma elevada afinidade para o oxigénio, tais como manganês, silício, titânio, etc., ao passo que o teor de oxigénio no metal depositado pode aumentar ou diminuir em relação ao do arame utilizado, de acordo com o teor de oxigénio deste arame.

No que se refere ao carbono, o resultado é diferente, de acordo com a natureza do gás oxidante e a concentração de carbono do arame utilizado.

Quando o elemento oxidante é o oxigénio, observa-se sempre uma diminuição do teor de carbono do metal depositado em relação ao do arame, diminuição tanto maior quanto maior for o teor de oxigénio do gás de protecção.

Quando o elemento oxidante é o C02, o metal depositado enriquece-se em carbono em relação ao arame se este tiver 26 um teor de carbono muito baixo. Em contrapartida, observa-se um abaixamento do teor de carbono no depósito se o teor de carbono do arame for elevado. 0 ponto de equilíbrio, quer dizer, o teor de carbono do arame que conduz a um teor idêntico no depósito, é uma função crescente do teor de CO2 do gás de protecção e situa-se na vizinhança de 0,08% em peso do arame para um teor de C02 de 20% em volume.

Os exemplos seguintes ilustram o conjunto de regras enunciadas anteriormente, as quais permitem melhorar as propriedades das juntas soldadas pelo processo híbrido MAG/Laser.

Os 3 ensaios foram efectuados com chapas de 8 mm de espessura de um mesmo lote, cuja análise química é referida no Quadro 6.

Estes ensaios distinguem-se, por um lado, pela natureza do gás de protecção e, por outro lado, pela natureza do arame de soldar utilizado. Nos 3 casos, a potência de tiro do laser C02 utilizado foi de 8 kW, a velocidade de soldagem de 2,1 m/min e os parâmetros do arco eléctrico foram ajustados para se obter a mesma taxa de depósito qualquer que fosse o arame utilizado. Com efeito, como foi indicado anteriormente, foram utilizados dois arames para estes ensaios, os quais tinham um diâmetro de 1,2 mm, mas um era um arame maciço e o outro um arame revestido de pós metálicos (tipo "Metal cored"). Estes arames não têm a mesma densidade, 0 que impõe a utilização de uma velocidade de arame maior para o arame revestido que para o arame maciço se se quiser ter o mesmo teor de depósito com os dois arames.

Esta diferença entre arame revestido e arame maciço implica também que as intensidades que permitem obter estas mesmas taxas de depósito não sejam idênticas: tendo um arame revestido uma resistência eléctrica maior que um 27 arame maciço do mesmo diâmetro, a sua velocidade de fusão para uma dada intensidade é maior que a de um arame maciço (a corrente passa pelo envólucro metálico do arame revestido, que tem, bem entendido, uma secção menor do que a do arame maciço do mesmo diâmetro e, portanto, uma resistência maior).

Por este facto, a intensidade de corrente necessária para fundir a mesma massa de arame por unidade de tempo (taxa de depósito) é menor para o arame revestido que para o arame maciço. Os parâmetros eléctricos foram também ajustados para se obter o mesmo comprimento de arco, qualquer que seja o gás de protecção empregue; isto implica utilizar uma tensão de soldagem um pouco maior quando o gás de protecção não contém um composto activo, quer dizer, oxigénio neste caso. 0 conjunto das condições de soldagem das juntas J27, J29 e J34 são o objecto do Quadro 5. 28

Quadro 5

Amostra Gás Arame Plaser VSold. Varame Intens. Tensão kW m/min m/min A V J27 (70%He+30%Ar) FA7 8 2,1 9,2 321 34,2 + 3% 02 J29 (70%He+30%Ar) MC20 8 2,1 9,8 292 34, 2 + 3 % O2 J34 70%He+30%Ar FA7 8 2,1 9,2 321 35, 4

As análises químicas das chapas utilizadas, dos arames e das três soldaduras estão reunidas no Quadro 6, assim como os valores de dureza no metal de base e nas soldaduras.

Quadro 6 elementos (% em peso) espessura de chapa 8 mm ZF J27 ZF J29 ZF J34 arame maciço FA7 arame revestido MC20 C 0,11 0,10 0,10 0, 11 0,057 0,092 Si 0, 006 0,12 0,13 0,24 0, 72 0, 75 Mn 1,45 1, 44 1,46 1, 45 1, 33 2,08 P 0, 011 0,013 0,014 0,018 0,021 0,011 S 0, 008 0,009 0,012 0,016 0,025 0,008 Cr 0, 028 0,031 0,027 0,039 0,057 0,048 Mo < 0,001 < 0,001 < 0,001 0,005 0,015 < 0,001 Ni 0, 036 0,035 0,031 0,036 0,040 0,027 AI 0, 031 0,025 0, 021 0,023 — 0,007 Co 0, 010 0,009 0,009 0,007 0,005 0,008 Cu 0, 009 0,024 0,023 0,043 0,13 0,09 Nb 0, 038 0,026 0,023 0,029 0,004 < 0,001 Ti 0, 002 0,001 0,007 0,003 0,002 0,053 V 0, 001 < 0,001 < 0,001 0,004 0,002 < 0,001 B 0,0003 0,0001 0,0016 0,0007 0,0008 0,0055 N 0,0040 0,0098 0,0062 0,0057 0,0076 0,0042 0 ppm 0,0022 0,0310 0,0250 0,0030 0,0280 0,2420 Al/O 14,1 0,81 0,84 7,7 - 0,03 dureza HvO, 5 175 253 250 302 29

Neste quadro 6, a comparação das soldaduras J34 e J27 mostra que a adição de um componente oxidante no gás de protecção conduz a um aumento do teor de oxigénio no metal fundido, o que se traduz por uma diminuição muito nitida da sua dureza, a qual se aproxima assim da do metal de base e confere à junta soldada propriedades mais homogéneas.

Verifica-se também, comparando a junta J29, que foi obtida combinando o gás oxidante com o arame revestido MC20, com a junta J27, obtida utilizando o arame maciço FA7 associado ao mesmo gás oxidante, que, se bem que o arame revestido MC20 esteja muito mais carregado de manganês que o arame maciço FA7, os teores de manganês das soldaduras J27 e J29 são inteiramente semelhantes. Isto resulta do facto de que o arame revestido contendo muito mais oxigénio que o arame maciço e que este oxigénio diminui significativamente a transferência de manganês do arame para o metal depositado. Vê-se, por outro lado, que, em relação ao arame maciço FA7, o arame revestido contém titânio e boro, que se encontra em parte na junta J29, sendo a diferença entre o arame e a junta proveniente não somente do coeficiente de transferência destes elementos, que é muito inferior à unidade, mas também da diluição com o metal de base, sendo as juntas soldadas compostas, por um lado, pelo metal de base e, por outro lado, pelo metal depositado em proporção da taxa de diluição, tal como foi explicado anteriormente. Vê-se por fim que, apesar desta presença complementar de titânio e de boro, elementos que têm normalmente por efeito aumentar a temperabilidade do aço, a dureza da junta soldada J29 é ligeiramente inferior à da junta J27, que não os contém.

Tudo isto está em perfeita coerência com o exposto e traduz, com efeito, a evolução da microestrutura da junta soldada devida à presença de oxigénio, que aumenta a taxa 30 de inclusões e diminui assim a temperabilidade, capturando uma parte dos elementos da liga (junta J34 e J27), e devido à presença de titânio, que permite a estas inclusões ter o papel de germes para a transformação da austenite em ferrite acicular no decurso do arrefecimento, quando a relação Al/O é inferior a 2,5 (junta J27 e J29), o que se pode verificar na figura 2, que apresenta a macrografia, as microestruturas, assim como as durezas destas 3 juntas.

Na figura 2, estão também referidos os valores de resiliência a -40°C medidos com provetes reduzidos Charpy-V de 5 x 10 mm, não permitindo a espessura das chapas unidas utilizar provetes normalizados de 10 χ 10 mm.

Estes valores de resiliência a -40°C, como as curvas de transição representadas na figura 3, ilustram o melhoramento da tenacidade das juntas soldadas, quando se aumenta o teor de oxigénio do metal fundido e que se permite a transformação da austenite em ferrite acicular, fornecendo o titânio e o oxigénio e respeitando a relação Al/O indicada anteriormente, revelando-se estas 3 condições indispensáveis à germinação desta ferrite acicular cuja finura está na origem das boas propriedades de tenacidade.

Lisboa,18 de Maio de 2007

Claims

1 REIVINDICAÇÕES 1. Processo de soldadura híbrida, utilizando um feixe de laser combinado com um arco eléctrico, com a introdução de arame de soldagem fusível e gás de protecção, no qual o referido arame é fundido pelo referido feixe de laser e/ou pelo referido arco eléctrico, de maneira a realizar uma junta de soldadura em pelo menos uma peça de aço a soldar, caracterizado por a referida junta de soldadura conter de 30 a 1000 ppm em peso de titânio, pelo menos 0,7% em peso de manganês, de 50 a 1000 ppm em peso de oxigénio e menos de 10% em peso de níquel.

2. Processo de acordo com a reivindicação 1, caracterizado por a peça ou as peças serem de aço ferrítico e/ou a junta de soldadura ter uma microestrutura de tipo ferrite acicular.

3. Processo de acordo com uma das reivindicações 1 e 2, caracterizado por a soldadura compreender de 30 a 800 ppm de titânio e/ou de 100 a 450 ppm de oxigénio, de preferência de 50 a 500 ppm de titânio e/ou de 120 a 350 ppm de oxigénio.

4. Processo de acordo com uma das reivindicações 1 a 3, caracterizado por a soldadura compreender de 0,7 a 2% de manganês e/ou menos de 1500 ppm de alumínio, de preferência de 0,8 a 1,7 % de manganês e/ou menos de 500 ppm de alumínio, de preferência ainda menos de 300 ppm de alumínio.

5. Processo de acordo com uma das reivindicações 1 a 4, caracterizado por a soldadura compreender alumínio e 2 oxigénio em proporções tais que: [AI]/[0] < 2,5, em que [Al] é a proporção ponderai de alumínio e [0] é a proporção ponderai de oxigénio, de preferência [Al]/[0] < 1,5.

6. Processo de acordo com uma das reivindicações 1 a 5, caracterizado por a soldadura compreender menos de 0,6% de molibdénio, menos de 80 ppm de boro, menos de 1% de silício, menos de 0,20% de carbono, menos de 0,035% de enxofre e menos de 0,035% de fósforo, de preferência menos de 0,3% de molibdénio, menos de 50 ppm de boro, de 0,1 a 0,6% de silício e de 0,03 a 0,13% de carbono.

7. Processo de acordo com uma das reivindicações 1 a 6, caracterizado por a soldadura compreender menos de 0,07% de nióbio, menos de 0,07% de vanádio, de 1 a 200 ppm de azoto e menos de 1% de crómio, de preferência menos de 100 ppm de azoto, menos de 0,03% de nióbio, menos de 0,05% de vanádio e menos de 0,3% de crómio.

8. Processo de acordo com uma das reivindicações a 1 a 6, caracterizado por o gás de assistência do feixe de laser e/ou o gás de protecção do arco ser uma mistura gasosa contendo oxigénio até 20% em volume e/ou C02 até 40% em volume.

9. Processo de acordo com a reivindicação 8, caracterizado por o gás de assistência do feixe de laser ser uma mistura gasosa contendo, adicionalmente, pelo menos um gás inerte, de preferência o hélio, o árgon ou as suas misturas.

10. Processo de acordo com uma das reivindicações 1 a 9, caracterizado por o arame fusível ser um arame maciço 3 ou um arame revestido, contendo pelo menos um elemento escolhido entre o titânio, manganês, ferro, níquel e eventualmente boro, molibdénio, carbono ou crómio.

11. Processo de acordo com uma das reivindicações 1 a 10, caracterizado por o arame compreender de 100 a 10000 ppm de titânio, de 50 a 5000 ppm de oxigénio, até 1500 ppm de boro, e sendo o resto constituído essencialmente por ferro.

12. Processo de acordo com a reivindicação 11, caracterizado por o arame conter um ou mais elementos de liga dos aços ferríticos escolhidos entre o manganês, o silício, o molibdénio, o níquel e o carbono. Lisboa,18 de Maio de 2007