Simulação numérica do campo de temperaturas em juntas soldadas de aço X80

SIMULAÇÃO NUMÉRICA MULTIPASSE DO CAMPO DE
TEMPERATURAS DE JUNTAS SOLDADAS DO AÇO API 5L X80,
ATRAVÉS DO MÉTODO DE ELEMENTOS FINITOS
J. Alves da Nóbrega1
D. David Silva Diniz1
B. Allison Araújo2
T. Moura Maciel1
A. Almeida Silva1
1
PPGEM, Universidade Federal de Campina Grande, Departamento de Engenharia Mecânica, Av. Aprigio Veloso,
882, Bodocongó, CEP 58429-900, Campina Grande,PB, Brasil, http://www.ppgem.ufcg.edu.br/
2
Instituto Federal de Educação, Ciência e Tecnologia da Paraíba. Campus Cajazeiras, Rua José Antonio da Silva, 300,
Bairro Jardim Oásis, Cajazeiras – PB http://www.ifpb.edu.br/
Resumo: Inúmeras são as variações metalúrgicas sofridas pelo material quando o mesmo é submetido a um ciclo
térmico de soldagem, as quais exercem uma considerável influência sobre as propriedades mecânicas da estrutura
soldada. Deste modo, é importante o controle das variáveis deste ciclo térmico, sendo de fundamental importância
para a prevenção de possíveis falhas estruturais. Na fase de projeto, uma dessas alternativas para a avaliação dos
ciclos térmicos de soldagem é o emprego de simulação via métodos computacionais. Este trabalho teve como objetivo
avaliar o campo de temperatura para análise de uma junta soldada de aço API 5L X80, considerando uma soldagem
multipasse por meio do processo GTAW (Gas Tungsten Arc Welding) possibilitando avaliar as variações do efeito de
cada passe no processo. Foi empregado o software comercial simulia ABAQUS®, que é baseado no Método dos
Elementos Finitos (MEF), onde houve a aplicação dos fenômenos complexos na modelagem computacional do
processo de soldagem de forma a torná-la mais robusta, tais como: variação das propriedades físicas dos materiais
em função da temperatura, a temperatura inicial da chapa, a transitoriedade e velocidade do processo de soldagem e
os diferentes mecanismos de troca de calor com o meio (convecção e radiação). Alem disso, foi utilizada uma fonte de
calor analítica proposta por Goldak, capaz de modelar o aporte de calor. Foi possível determinar assim os campos de
temperaturas decorrentes de cada passe na soldagem, onde foi verificado que o pré-aquecimento influenciou
significativamente as mudanças do comportamento térmico na chapa durante o processo.
Palavras-chave: Soldagem, gradiente de temperatura, ciclos térmicos, elementos finitos, Modelo computacional.
1. INTRODUÇÃO
Muitas são as transformações metalúrgicas envolvidas nos processos de soldagem devido à intensa adição de
calor localizado que acontece de forma não uniforme e transiente, principalmente na soldagem por fusão, sendo de
fundamental importância o conhecimento da evolução do campo de temperatura na vizinhança do cordão de solda, a
fim de minimizar os efeitos térmicos por meio de pré-aquecimento e tratamentos térmicos. O aumento da temperatura
de pré-aquecimento, por exemplo, causa um acréscimo na energia de soldagem do sistema, propiciando tempos maiores
para o resfriamento, o que causa variações nas temperaturas das transformações de fases, proporcionando alterações nas
propriedades mecânicas do metal de solda e da zona termicamente afetada (ZTA) da junta soldada. A fim de reduzir
custos e a demanda de tempo através de métodos experimentais para obtenção das distribuições de temperatura, o
desenvolvimento de programas computacionais possibilitam estimar o campo de temperatura através de técnicas
analíticas (Almeida, 2012).
A microestrutura produzida em juntas soldadas de qualquer tipo de aço é dependente da sua composição
química, do tamanho do grão e da taxa de resfriamento. Logo a estimativa desta variável do ciclo térmico de soldagem é
de fundamental importância no controle da formação de microestruturas frágeis susceptíveis à formação de trincas
(Monteiro, 2004). A estimativa da temperatura de pico por sua vez possibilita a avaliação indireta do tamanho de grão
da austenita que por sua vez afeta a posição das curvas de resfriamento do material e, consequentemente, a
microestrutura resultante na junta soldada.

VII I C ongr esso N aci onal de E ngenhari a Mecâni ca, 10 a 15 de a gosto de 2014, U ber lândi a - M i nas G er ai s
O objetivo deste trabalho foi simular e avaliar os campos de temperaturas decorrentes da soldagem pelo
processo GTAW (Gas Tungsten Arc Welding) em juntas multipasse de aço API 5L X80 através do uso de um software
comercial ABAQUS®
, baseado no Método dos Elementos Finitos (MEF) possibilitando avaliar as variações e o efeito
de cada passe no processo.
2. MODELAGEM TÉRMICA
No processo de soldagem ao arco elétrico, uma fonte elétrica gera uma diferença de potência U entre o eletrodo e o
metal de base, induzindo a formação de um arco elétrico percorrido por uma corrente I. No processo, o sistema tem
perdas por diversos fatores, dentre eles podemos citar a convecção e a radiação no arco e no eletrodo, sendo apenas uma
parcela aproveitada na fusão do material, sendo consequentemente necessário a adição de um rendimento η. Podemos
expressar assim, a entrada real do calor pela expressão:
Q = η.U.I (1)
Neste modelo térmico foi utilizada a equação governante do fluxo de calor, Eq.(2), no qual é permitido avaliar o
gradiente térmico em um objeto tridimensional, através de um balanço de energia num volume de controle da área
estudada. Segundo Bezerra (2004), a equação do fluxo de calor na peça é não linear devido ao fato de as propriedades
termofísicas dos materiais serem dependentes da temperatura. Assim, a Eq. (2) representa a influência do balanço de
energia para o fluxo de calor.
(2)
Onde ρ é a densidade, c é o calor especifico, Q é o fluxo de calor de calor (Eq. 1). Kx, Ky, Kz, são os coeficientes de
condutividade térmica nas três direções, T é a temperatura e t é o tempo.
As perdas de calor por convecção e radiação podem ser avaliadas utilizando as seguintes expressões:
(3)
(4)
Onde hf é o coeficiente convectivo, T∞ é a temperatura do ambiente, σ é a constante de Stefan-boltzmann e ε é
a emissividade da superfície do corpo.
A mudança de fase ocorrida durante o processo, conhecida por calor latente, pode ser expresso em função da
entalpia H pela seguinte equação:
(5)
Para uma análise computacional de soldagem através do MEF, um ponto fundamental na simulação, é a modelagem
da fonte de calor. Goldak propôs uma solução analítica para a modelagem que atualmente é a mais utilizada em análise
dessa fonte de calor distribuída associada ao arco elétrico de soldagem, o que vem possibilitando a determinação do
campo de temperatura computacionalmente. Nela considera-se uma gaussiana 3D finita sobre uma dupla elipsoide,
conforme mostra a Figura 1. Essa fonte é definida analiticamente pelas Eqs. (6) e (7). (Queresh, 2008).
Figura 1: Volumétrica gaussiana 3D sobre uma dupla elipsoidal de raios a, b e c.
Fonte: (Queresh, 2008).

  




 





 







 
 2
2
2
2
2
2
3
exp
3
exp
3
exp36,,
c
z
b
y
a
x
bca
UI
fzyxq
ff
ff


(6)
  




 





 





 
 2
2
2
2
2
2
3
exp
3
exp
3
exp36,,
c
z
b
y
a
x
bca
UI
fzyxq
rr
rr


(7)
Onde qf e qr são as distribuições volumétrica de energia antes e após a tocha [W.m-3
], ff e fr são as repartições
de energia antes e após a tocha; af e ar são os comprimentos da poça de fusão antes e após a tocha [m]; b é a semi-
largura da poça de fusão [m] e c é a profundidade da zona fundida [m], conforme mostrado na Fig.(1).
Os parâmetros U, I, η estão ligados diretamente ao procedimento de soldagem, enquanto que b e c são os
parâmetros geométricos da fonte e podem ser determinados por exame metalográfico. Os outros parâmetros af, ar, ff e fr
(ff e fr=2,0), são obtidos através dos parâmetros b e c. Na ausência de melhores dados, a distância à frente da fonte de
calor é igual à metade da largura da solda e a distância atrás da fonte de calor é igual a duas vezes a largura,
conseguindo-se desta forma boa aproximação (Queresh 2008).
Para uma análise térmica de soldagem confiável devido ao aumento de requisitos e de controle dos aços
modernos, é de grande importância o correto dimensionamento da temperatura de pré-aquecimento do material de base.
Ordoñez (2004) descreve com base na norma API 5L (2000) a utilização de duas fórmulas para o cálculo da
temperatura de pré-aquecimento. A primeira é a mais empregada e utiliza o valor do carbono equivalente (CE) do aço
para este fim. O CE é uma expressão que considera não só o percentual de carbono como também o percentual de
outros elementos de liga do aço que afetam a sua temperabilidade. Existe mais de uma expressão para o calculo do seu
valor. A mais utilizada é a proposta pelo International Institute of Welding (IIW), válida para os aços com teor de
carbono superior a 0,12%. A outra fórmula sugere o valor da temperatura de pré-aquecimento em função do Pcm
(critical metal parameter), que é um outro parâmetro baseado na composição química do aço. Ambas as expressões (CE
e Pcm) foram criadas para avaliar a susceptibilidade do aço à formação de trincas induzidas pelo hidrogênio (Ordoñes,
2004).
Ordoñez (2004) realizou uma comparação entre quatro métodos para o cálculo da temperatura de pré-
aquecimento em aços estruturais nos quais incluíam aços da classe API 5L X80. Os quatro métodos foram: a) o método
da British Standard Institution, BS 5135, baseado no valor do CE (IIW), b) o método da American Welding Society
(AWS D1.1) que calcula a temperatura mínima de pré-aquecimento por meio do Pcm, c) o método do CET (Carbono
Equivalente Total) que calcula a temperatura mínima de pré-aquecimento como função do seu CE, espessura do
material, hidrogênio difusível no metal de solda e a energia de soldagem, e d) o método do CEN. Ele conclui que para o
aço API 5L X80, baseando-se nos métodos da AWS e CEN não necessitariam da utilização da temperatura de
preaquecimento. Todavia, os métodos (BS) British Standard Institution e CET se mostraram mais conservadores,
indicando ser necessário o preaquecimento na soldagem destes aços.
A temperatura de pré-aquecimento utilizada nos ensaios baseou-se no estudo de Ordoñez (2004). Assim, a
temperatura ambiente (25°C) foi escolhida considerando os métodos CEN e da AWS, como a recomendada para este
tipo de aço. A temperatura de pré-aquecimento, utilizada foi de 100°C correspondente ao método BS, que é o mais
conservador dos quatro apresentados por Ordoñez (2002). Para a temperatura de interpasse, foi fixado o valor de 150°C
conforme norma da Petrobras (N 133J).
3. METODOLOGIA COMPUTACIONAL
A modelagem computacional foi desenvolvida com o auxilio do código de cálculo ABAQUS ®
6.9, no qual é
baseado no método de elementos finitos (MEF). A peça modelada é uma placa 0,120m x 0,360m x 0,017m, de um aço
ARBL API 5L X80. A composição química deste material é apresentada na Tab. 1.
Tabela 1: Composição química do aço API 5L X80 cedido pela USIMINAS.
Porcentagem (%) em peso
C Mn Si P S Ni Mo Al Cr V Cu
0,084 1,61 0,23 0,01 0,011 0,17 0,17 0,035 0,135 0,015 0,029
O processo de soldagem simulado foi o GTAW (Gas Tungsten Arc Welding). Os parâmetros de soldagem
utilizados estão na Tab. 2. O valor do coeficiente de transferência do arco para o cálculo do aporte térmico foi de 65%
conforme (Kou, 2003). Foram utilizadas duas condições de soldagem A e B, com os valores de corrente, voltagem,
velocidades e o mesmo valor de energias de soldagem (H) utilizados por (Diniz, 2012), diferenciando-se apenas nas
temperaturas inicias das chapas, sem e com temperatura de pré-aquecimento. Para a condição A não foi utilizado pré-

aquecimento, ou seja, foi empregado uma simulação em temperatura ambiente (25°C), enquanto que na condição B foi
empregado um pré-aquecimento (100°C). Foi realizada uma soldagem multipasse, cuja temperatura de interpasse foi
fixada em 150°C. Sendo assim, o sistema computacional foi programado para iniciar um novo passe de soldagem,
quando no “step” de resfriamento, a temperatura máxima na chapa atingisse a temperatura de interpasse.
Tabela 2: Parâmetros de soldagem empregados.
Condição I(A) U(V) v(mm/s) H(KJ/cm) T0 (ºC) Interpasse (°C)
A 130,8 19,73 5,00 9,87 25 150
B 130,8 19,73 5,00 9,87 100 150
A análise de transferência de calor na soldagem foi feita considerando-se uma analise 3D na chapa de aço API
5L X80. Nesta etapa, a chapa foi dividida em 1800 elementos do tipo DC3D8, utilizando uma malha heterogênea com
um refinamento no tamanho dos elementos na direção X, de modo que na região onde passa a fonte de calor se
movimentando fossem concentrados o maior numero de elementos, conforme mostrado na Fig. (2), devido à ocorrência
dos fenômenos de transformações térmicas terem sua maior parcela de cálculos realizados pelo programa neste local.
Alem disso, considerou-se a aplicação da metade da chapa, tendo em vista que o fenômeno e as condições empregadas
permitem aplicar a teoria de simetria, ocasionando a obtenção de um menor custo computacional (Jiang, 1999), pois
existe uma grande quantidade de processamento no solver que esse fenômeno estudado causa.
Figura 2: Malha empregada na simulação.
Um dos problemas chave para a modelação numérica de um processo de soldagem é a modelação do material
(Almeida, 2012). A maior parte das publicações sobre a simulação numérica dos processos de soldagem considera que
as propriedades do material são dependentes da temperatura. Contudo, é muito difícil obter dados completos da
dependência das propriedades do material com a temperatura, principalmente a temperaturas muito elevadas.
Simplificações para contornar este problema são muitas vezes introduzidas na simulação numérica dos processos de
soldagem. Diniz (2012) considerou que devido ao fato de se ter poucas informações das propriedades físicas do aço API
5L X80 com a temperatura, esses dados podem ser considerados como sendo de um aço de baixo teor de carbono, tal
qual o presente aço em estudo. Assim, foi utilizado na simulação, parâmetros de Queresh (2008) em função da
temperatura, conforme mostrado na Fig. (3). Para os demais parâmetros, Deng (2009) considerou a densidade de um
aço de baixo carbono como sendo constantes, 7870 kg/m³, além do calor latente para a solidificação da poça de fusão
como sendo de 270 J/g. A temperatura de transformação de estado líquido (TL) e sólido (TS) foram assumidas como
sendo 1480°C e 1430°C respectivamente.

Figura 3: Propriedades termofísicas de um aço baixo carbono (AH36). Fonte: (Queresh 2008).
As perdas de calor devido à convecção são consideradas para as todas as superfícies da chapa, excetuando-se a
parte de baixo, visto que a situação adotada é de engaste da chapa na mesa. Esta condição foi empregada com base no
que foi utilizado em laboratório, impedindo-se, desta forma, o seu contato com o meio. Essa perda de calor por
convecção (qc) é fundamentada na lei do resfriamento de Newton, mostrada na Eq. (3). Para as perdas de calor por
radiação 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 condições 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 condições de soldagem através da variação de parâmetros, como: corrente, tensão, velocidade, temperatura
inicial da chapa e temperatura de interpasse. Além disso, utilizaram-se os parâmetros dimensionais de solda como é
mostrado na Tab. 3, seguindo as variáveis mostradas na Fig. (1). Esses parâmetros foram medidos experimentalmente
conforme descrito no item 2, através de uma seção transversal da chapa soldada.
Tabela 3: Parâmetros dimensionais do cordão de solda.
Parâmetros
dimensionais da
solda
af
(m)
ar
(m)
b
(m)
c
(m)
0,0042 0,0168 0,0042 0.0044
4. RESULTADOS E DISCUSSÕES
A Figura 4 apresenta os resultados da simulação multipasse na condição A da evolução do gradiente de
temperatura. A Fig. 4(a) representa o primeiro passe de soldagem após 70 segundos do inicio do processo, e a Fig. 4(b)
exibe o campo de temperatura do segundo passe de soldagem, analisado na mesma distância, correspondente a 175
segundos do inicio do processo.
Conforme mostrado na Figura (4), percebe se a distribuição de temperatura por condução, proveniente do
primeiro e segundo passes de soldagem, com temperaturas nos centros da poça de fusão atingindo valores máximos
próximos a 1687ºC e 1734°C respectivamente, sendo estes, o valor de maior temperatura para cada passe na chapa.
Nota-se pela distribuição de temperatura em torno da fonte de calor, que no segundo passe de soldagem, estes atingiram
maiores temperaturas, tanto na poça de fusão quanto na temperatura inicial da chapa, aumentando de 25°C para 35°C,
fato ocorrido devido à concentração de calor do primeiro passe, acumulando energias térmicas no material contribuindo
para que as temperaturas máximas atingidas durante a soldagem e as isotermas fossem maiores, embora as energias de
soldagem utilizadas tenha sido as mesmas.

(a) (b)
Figura 4: Gradientes de temperatura multipasse para a condição A (To=25ºC).
A Figura 5 mostra a simulação multipasse para a condição B, avaliados na mesma distância apresentada na
Fig.(4), onde a Fig. 5(a) e 5(b) representam os gradientes térmicos do primeiro e segundo passes de soldagem, a 70 e
276 segundos, do inicio do processo, respectivamente.
(a) (b)
Figura 5: Gradientes de temperatura multipasse para a condição B (To=100ºC).
Conforme mostrado na Figura 5, para a condição B, percebe se uma variação da temperatura em toda a chapa,
fato ocorrido na condição A, todavia, o acúmulo de energia térmica proveniente do pré-aquecimento e do primeiro
passe, possibilitou um aumento maior, tanto no centro da poça de fusão quanto na temperatura inicial da chapa, obtendo
se assim uma menor variação das isotermas e uma temperatura mais homogênea.
A Figura 6 avalia as duas condições, no instante de tempo no qual o material é resfriado até a temperatura
interpasse (150°C) e inicia-se o segundo passe de soldagem.

(A) (B)
Figura 6: Gradientes de resfriamento até a temperatura de 150°C para as condições A e B.
Através do gradiente de resfriamento para as duas condições, pode-se perceber que ao atingir a temperatura de
interpasse, para a condição B ocorre uma menor variação de temperatura no resfriamento quando comparado com a
condição A, em torno de 15°C. Devido na condição B, o material já possuir uma carga térmica proveniente do pré-
aquecimento, esta dificultou a transferência de calor por condução no meio sólido. Uma menor variação da temperatura
interpasse contribuiu diretamente na homogeneidade das propriedades ao longo da ZTA.
A estimativa da temperatura de pico por sua vez possibilita a avaliação indireta do tamanho de grão da
austenita que por sua vez afeta a posição das curvas de resfriamento do material e, consequentemente, a microestrutura
resultante na junta soldada. Neste estudo de simulação para a determinação do campo de temperatura das juntas
soldadas, foram examinados os ciclos térmicos multipasse no inicio do processo de soldagem, 0,0023 m distante da
linha de fusão do material, conforme mostrados na Fig. (7).
Figura 7: Ciclo térmico de Soldagem da condição A (To=25ºC) e B (To=100ºC).
Pode-se observar na Figura 7, que houve uma pequena variação na temperatura de pico, em relação ao
segundo. Embora tenha ocorrido de forma sutil, a curva de aporte térmico da peça com pré-aquecimento, atingiu maior
temperatura de pico. Isto se deve ao fato do acumulo térmico proveniente do pré-aquecimento, levando essa peça, a ter

maiores tempos de resfriamento até a temperatura interpasse, suavizando a taxa de resfriamento e limitando uma
possível formação martensitica contribuindo para a diminuição da dureza na região da ZTA (Ordóñez, 2004;
Srivastava, 2010; Hinton, 2008). O resfriamento acelerado do processo de soldagem que não empregou o pré-
aquecimento, pode comprometer a junta soldada possibilitando a formação de uma junta mais grosseira e frágil, com
qualidade inferior podendo comprometer a peca em serviço. Quanto maior a temperatura de pré-aquecimento mais lenta
é a transição da temperatura do metal de solda para a ZTA, havendo uma menor gradiente térmico e, portanto, maior
será a extensão desta.
Sobrinho (2007) realizou uma análise térmica experimental em aços ARBL com deposição de um único passe
de soldagem, com processo de soldagem GMAW (Gas Metal Arc Welding) , sem pré-aquecimento e com pré-
aquecimento de 100°C conforme mostrado na Fig. (8). O autor observou em seus experimentos, um maior tempo de
resfriamento com menores taxas de resfriamento na situação em que houve um pré-aquecimento na peça a ser soldada,
isso com relação às mesmas condições de soldagem em uma peça sem pré-aquecimento. Com isso percebe se uma
semelhança qualitativa com os resultados obtidos computacionalmente por este trabalho, mostrando a robustez que o
modelo computacional inserido no ABAQUS® 6.9 é capaz de replicar os fenômenos reais obtidos nos processos de
soldagem.
(1) (2)
Figura 8: Ciclo térmico realizado com temperatura ambiente e pré-aquecimento de 100°C. Fonte: (Sobrinho,
2007)
Além do ciclo térmico, o software computacional foi capaz de replicar o gráfico de repartição térmica no inicio
do processo de soldagem da chapa, para cada passe e nas duas condições, ao longo do eixo X, similar ao trabalho de
Moura (2012) conforme mostrado na Fig. (9). O gráfico atendeu às expectativas ao se perceber que do inicio da linha de
fusão, onde as temperaturas atingem seu ápice, foram as curvas do segundo passe de soldagem (em torno de 1750°C),
justamente as que obtiveram as maiores cargas térmicas. Através dos ciclos térmicos sofridos em cada ponto do
material soldado podem-se determinar as transformações microestruturais e consequentemente as propriedades
esperadas para uma junta.
Figura 9: Gráfico da repartição térmica a partir do inicio da linha de fusão.

5. CONCLUSÕES
De uma forma geral o modelo ABAQUS®
6.9, aplicado à avaliação do histórico térmico na soldagem,
mostrou-se promissor podendo avaliar os gradientes, ciclos e repartições térmicas inerentes dos processos de soldagem.
Os resultados obtidos na simulação mostraram-se bastante satisfatórios com relação ao estudo do efeito de pré-
aquecimento, mostrando a influência da temperatura de pré-aquecimento no aumento do gradiente térmico, chegando a
temperaturas máximas na ordem de 1775°C, assim como uma menor variação nas isotermas, podendo proporcionar uma
melhoria na homogeneidade das temperaturas das chapas.
O ciclo térmico de soldagem por meio da modelagem computacional via elementos finitos, indicou um discreto
acréscimo da temperatura de pico pelo acumulo de energia do sistema preaquecido, entretanto, obteve se uma taxa de
resfriamento consideravelmente mais lenta.
6. AGRADECIMENTOS
Os autores agradecem à Unidade Acadêmica de Engenharia Mecânica e ao Programa de Pós-Graduação em
Engenharia Mecânica da Universidade Federal de Campina Grande, a CAPES-REUNI pela concessão do apoio
financeiro e todas as entidades que financiam estes centros de pesquisa.
7. REFERÊNCIAS
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através do Método dos Elementos Finitos”, Dissertação de mestrado em Engenharia Mecânica – Faculdade de
ciências e tecnologia, Universidade de Lisboa. Lisboa.
American Petroleum Institute. API 5 L: “Specification for Line Pipe. Washington”, 42nd ed. January 2000. 153 p.
Cooper Ordóñez, R. E; Soldagem e Caracterização das Propriedades Mecânicas de Dutos de Aço API 5L-X80 com
Diferentes Arames Tubulares. Dissertação de Mestrado - Campinas, Faculdade de Engenharia Mecânica,
Universidade Estadual de Campinas, 2004.
Cooper Ordóñez, R.E.; Silva, J. H. F.; Trevisan, R. E. Estudo do comportamento da micro e macrodureza de juntas de
aço API X80 soldadas com arame tubular. In: III Congresso Nacional de Engenharia Mecânica - CONEM,
2004, Belém, PA. III Congresso Nacional de Engenharia Mecânica - CONEM, 2004, 2004.
Deng, D.; FEM prediction of welding residual stress and distortion in carbon steel considering phase transformation
effects, Materials and Design, v. p 359-366, 2009.
Diniz, D. D. S., 2012. Simulação numérica de distribuição de temperatura para processos de soldagem em aço API X80
via elementos finitos, In: Congresso Nacional em Engenharia Mecânica, CONEM 2012, São Luiz-MA.
Hinton R.W.; Wiswesser R.W; Estimating Welding Preheat Requerements for Uknown Grades of Carbon and Low-
Allow Steels, Supplement to the Welding Journal, V. p.78, 2008, 273-278.
Jiang, W. G.; The Development and Applications of the Helically Symmetric Boundary Conditions in Finite Elements
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Kou, S. Welding metallurgy, 2nd Ed., John Wiley & Sons, 2003.
Monteiro, L. S., 2004, Estudo de Ciclos Térmicos de Juntas Soldadas em um Aço de Alta Resistência e Baixa Liga
Através do metodo “ In situ”, Dissertação de Mestrado em Engenharia Mecânica, Universidade Federal de
Campinas. Campinas, SP.
Moura, M. L. M., 2012. Obtenção Numérica do Campo de Temperatura, Ciclos Térmicos e Repartição Térmica de uma
Junta Soldada de Aço Inoxidável AISI 304, in Congresso Norte Nordeste de pesquisa e inovação. Palmas -TO.
N-133 – Soldagem, revisão setembro 2002, pp 28.
Queresh, E, M.; Analysis of Residual Stresses and Distortions in Circumferentially Welded Thin-Walled Cylinders.
Thesis (Doctorate in Machanical Engineering) – National University of sciences and Technology, Rawalpindi,
Pakistan, 2008.
Sobrinho, R. J. F., Alcântara, N. G., 2007. Análise dos Ciclos Térmicos Obtidos na Zona Afetada Termicamente da
Junta Soldada de um Aço de Alta Resistência, In Congresso de Pesquisa e Inovação da Rede Norte Nordeste
de Educação Tecnológica, João Pessoa – PB.
Srivastava, B.K; Tewari, S. P.; Prakash, J.; A review on effect of preheating and/or post weld heat treatment (PWHT)
on mechanical behavior of ferrous metals - International Journal of Engineering Science and Technology, v. 2,
p 625-631, 2010.

NUMERICAL SIMULATION MULTPASS TEMPERATURE FIELD OF
WELDED JOINTS OF API 5L X80 STEEL, VIA FINITE ELEMENT
METHOD
J. Alves da Nóbrega1
D. David Silva Diniz1
B. Allison Araújo2
T. Moura Maciel1
A. Almeida Silva1
1
PPGEM, Universidade Federal de Campina Grande, Departamento de Engenharia Mecânica, Av. Aprigio Veloso,
882, Bodocongó, CEP 58429-900, Campina Grande,PB, Brasil, http://www.ppgem.ufcg.edu.br/
2
Instituto Federal de Educação, Ciência e Tecnologia da Paraíba. Campus Cajazeiras, Rua José Antonio da Silva, 300,
Bairro Jardim Oásis, Cajazeiras – PB http://www.ifpb.edu.br/
Abstract: Due to the thermal cycle of welding, metallurgical are numerous variations suffered by the material
exercising a considerable influence on the mechanical properties of welded structures. Thus, it is important to control
the variables of this thermal cycle, being of great importance for the prevention of possible structural failure. In the
project phase, one of these alternatives for the evaluation of thermal cycles of welding is the use of computational
methods via simulation. This work had as objective evaluate the temperature field for the analysis of a welded joint
API 5L X80 steel, considering a multi-pass welding using the GTAW (Gas Tungsten Arc Welding) process, making
possible evaluate variations of the effect of each pass in process. SIMULIA ABAQUS ® commercial software, which is
based on Finite Element Method (FEM) was employed, where there has been the implementation of complex
phenomena in computational modeling of welding process in order to make it more robust, such as: variation of the
physical properties of materials as a function of temperature, the initial temperature of the plate and the transient
speed of the welding process and the different mechanisms of heat exchange with the environment (convection and
radiation). In addition, a heat source proposed by analytical Goldak capable of modeling the heat input was used. It
was possible to determine the temperature fields arising from each welding pass, where it was observed that
preheating In addition, a heat source proposed by analytical Goldak capable of modeling the heat input was used. It
was possible to determine the temperature fields arising from each welding pass, where it was observed that
preheating the affected of changes in the thermal behavior of the plate during the process affected of changes in the
thermal behavior of the plate during the process.
Keywords: welding, temperature gradient, thermal cycles, finite element, computational model.

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