Influência do Processo MIG/MAG Térmico sobre a Microestrutura e a Geometria da Zona Fundida

UNIVERSIDADE FEDERAL DE SANTA CATARINA

CENTRO TECNOLÓGICO

DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA MECÂNICA

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA

INFLUÊNCIA DO PROCESSO MIG/MAG TÉRMICO SOBRE A

MICROESTRUTURA E A GEOMETRIA DA ZONA FUNDIDA

TESE SUBMETIDA À UNIVERSIDADE FEDERAL DE SANTA CATA RINA PARA

A OBTENÇÃO DO GRAU DE DOUTOR EM ENEGENHARIA MECÂNIC A

SÉRGIO RODRIGUES BARRA

FLORIANÓPOLIS – SC, AGOSTO DE 2003

ii

INFLUÊNCIA DO PROCESSO MIG/MAG TÉRMICO SOBRE A

MICROESTRUTURA E A GEOMETRIA DA ZONA FUNDIDA

SÉRGIO RODRIGUES BARRA

ESTA TESE FOI JULGADA PARA A OBTENSÃO DO TÍTULO DE DOUTOR EM

ENGENHARIA MECÂNICA

ESPECIALIDADE ENGENHARIA MECÂNICA E APROVADA EM SUA FORMA

FINAL PELO PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA

MECÂNICA

_________________________________________ Prof. Augusto José de Almeida Buschinelli, Dr. -Ing.

(Orientador)

_________________________________________ Prof. José Antônio Bellini da Cunha Neto, Dr. Eng.

(Coordenador do Curso) BANCA EXAMINADORA:

_________________________________________ Prof. Jair Carlos Dutra, Dr. Eng. – (Presidente)

_______________________________ Prof. Jesualdo Pereira Farias, Dr. Eng.

(Membro)

_____________________________ Prof. Paulo César Okimoto, Dr. Eng.

(Membro)

______________________ Prof. Américo Scotti, Ph.D.

(Membro)

__________________________________ Prof. Ramón Sigifredo C. Paredes, Dr. Eng.

(Membro)

iii

“A ciência não pode revogar os fatos. Ela deve utilizar a

relação complementar teoria x experimento para tentar

explicar o surgimento de um novo fenômeno”.

Barra/2003

iv

A minha esposa Geovana, meu pilar de sustentação, por dividir e compartilhar os

momentos bons e difíceis nesta etapa de minha vida profissional;

Aos meus filhos, Isabel, Serginho e Raquel, por representarem a minha principal

fonte de inspiração e energia;

A Edna pelo amor dedicado aos meus filhos e pelo duplo papel de mãe e pai;

Aos meus pais, Walter e Maria, pela educação e carinho necessários na formação

do meu caráter;

Aos meus “poucos” irmãos, Iracema, Jurema, Walter, Sandra, Cláudio, Nilton,

Nilma, Nara, Silvia, José e Cristiane, por fazerem parte de minha vida.

v

Agradecimentos

Ao todo poderoso Senhor Deus pela proteção e orientação na busca do melhor caminho; Ao meu amigo e Orientador Augusto Buschinelli pelo auxílio no desenvolvimento do trabalho, moldagem de pensamento científico e o apoio nos momentos difíceis; A dona Idalina (Dadá) pelo carinho e apoio; Ao amigo Carlos Porfírio (Beto) pelos momentos de descontração e pelo apoio na confecção e preparação dos corpos-de-prova; A equipe do LABSOLDA/IMC (Prof. Jair, Raul, Denise, Valério, Jean, Régis, Pablo e Larry “in memoriam”) pelo apoio, dica e amizade durante esta jornada; Aos amigos de 91, em especial ao João e o Paulo, pela amizade e a convivência; Aos amigos do GETSOLDA/UFPA e do DEM/UFPA; Aos amigos, Jerusa, Sandra, Ana, Leonardo, Graciela, Elarrat, Victor Vergara, André Coelho, Schifler, Ricardo, Serginho, Suziane, Francisco, Ramon, Aldo, Niño, Cleide e Motta pelo apoio e momentos de descontração; À equipe do LAPROSOLDA, em especial aos professores Américo Scotti e Valtair Ferrarezi, pela receptividade, liberação da bancada shadowgrafia e o apoio na realização da filmagem do processo de transferência metálica; Ao amigo Eduardo, doutorando LAPROSOLDA/UFU, pela inestimável colaboração e orientação na realização do processo de filmagem da região do arco (shadowgrafia); Ao povo brasileiro, através do CNPq, pela concessão da bolsa de estudo; A todos aqueles que de alguma forma contribuíram na realização deste trabalho.

vi

SUMÁRIO

LISTA DE TABELAS xi

LISTA DE FIGURAS xiv

LISTA DE ABREVIATURAS E SIMBOLOGIAS xxii i

RESUMO xxvii

ABSTRACT xxviii

CAPÍTULO I - INTRODUÇÃO 01

1.1 Introdução 01

1.2 Importância e contribuição científica do trabalho 03

1.3 Objetivos 03

1.4 Organização do trabalho 04

CAPÍTULO II – O PROCESSO MIG/MAG 05

2.1 Introdução 05

2.2 O processo MIG/MAG 05

2.2.1 Aplicações, vantagens e limitações do processo MIG/MAG 07

2.2.2 Equipamentos e consumíveis 09

a) Fontes 09

b) Sistema de alimentação de arame 12

c) Gás de proteção 13

d) Arame 15

2.2.3 Parâmetros de soldagem e tópicos afins 15

a) Tensão de Soldagem (Us) 16

b) Corrente de soldagem (Is) 16

c) Velocidade de soldagem (vs) 16

d) Ângulo de inclinação da tocha de soldagem 17

e) Distância entre o bico de contato e o metal de base (DCP) 18

2.3 Modos de Transferência metálica 19

2.3.1 Forças atuantes na transferência metálica 21

a) Teoria do equilíbrio das forças estáticas 21

a.1) Força devido a aceleração da gravidade (Fg) 21

a.2) Força eletromagnética ou de Lorentz (Fem) 22

a.3) Força de arraste do plasma (Fa) 23

a.4) Força devido a tensão superficial (Fγγγγ) 23

vii

a.5) Força devido ao jato de vapor (Fv) 24

b) Modos de transferência metálica 24

b.1) Modo de transferência goticular (spray) 26

b.2) Transferência controlada 26

b.2.1) Critérios para a estabilidade no modo pulsado 30

b.2.2) Efeito dos parâmetros de pulsação sobre a estabilidade do arco

elétrico 39

b.2.3) MIG/MAG Térmico 43

2.4 O controle sinérgico 49

CAPÍTULO III – EFEITOS METALÚRGICOS DA PULSAÇÃO DE CORRENTE 51

3.1 Introdução 51

3.2 Fundamentos de metalurgia da soldagem 51

3.2.1 Agitação da poça de fusão 51

3.2.2 Solidificação da zona fundida 54

a) Macroestrutura da zona fundida 56

b) Variações na macroestrutura da zona fundida 58

3.2.3 Efeitos da soldagem multi-passe sobre a zona fundida 60

3.2.4 Efeitos metalúrgicos da pulsação da corrente de soldagem 63

CAPÍTULO IV – PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL 71

4.1 Introdução 71

4.2 Processo de soldagem 71

4.2.1 Consumíveis 71

a) Metal de base 71

b) Metal de adição 72

c) Proteção gasosa 72

4.2.2 Parâmetros de pulsação para o modo pulsado convencional 73

4.2.3 Procedimentos de soldagem complementares 74

2.2.4 Equipamentos 74

a) Fonte de soldagem e modo de operação 74

b) Placa de aquisição e controle INTERDATA 75

c) Software de controle do processo MIG/MAG Térmico 76

d) Programa de monitoração do processo de soldagem 77

e) Bancada de soldagem 79

4.2.5 Deposição dos cordões 81

viii

a) Preparação e deposição dos cordões 81

b) Ensaios preliminares 84

Procedimento adotado na avaliação do efeito da Ft 86

Procedimento adotado na avaliação do efeito do Ct 87

Procedimento adotado na avaliação da Dpt 88

Procedimentos adotados na avaliação da Imt e do Dt 89

c) Análise fatorial (2k) 91

4.2.6 Procedimento para avaliação da estabilidade do processo de

transferência metálica (comparação entre as ondas I e II) 98

4.2.7 Procedimento para filmagem em alta velocidade (shadowgrafia) 100

a) Seleção de quatro pacotes de pulsação térmica 100

b) Formação da imagem (sombra) 100

c) Captura dos pares de sinais Is x imagem e Us x imagem 102

d) Sincronização dos sinais de U da câmera com os sinais de Is e Us 102

4.3 Metalurgia 103

4.3.1 Extração dos corpos-de-prova 103

4.3.2 Preparação metalográfica 104

4.3.3 Revelação da estrutura 105

a) Macrografia 105

b) Micrografia 106

4.3.4 Determinação do tamanho e forma do grão 108

a) Determinação do tamanho médio dos grãos (AlMg) 109

b) Determinação da forma do grão ou modo de crescimento (AlMg) 111

c) Determinação da largura média do grão austenítico primário 113

4.3.5 Determinação da fração volumétrica dos microconstituintes 114

4.3.6 Determinação do volume de vazios e sua distribuição (AlMg) 115

a) Determinação da densidade do metal de base e do arame 115

b) Seleção e extração da zona fundida 115

c) Determinação da massa e volume do corpo-de-prova 116

d) Determinação da densidade do corpo-de-prova 117

e) Determinação do volume de vazios 117

f) Determinação da localização preferencial dos vazios (poros) 119

4.3.7 Microscopia ótica 119

4.3.8 Microscopia eletrônica de varredura 120

ix

4.3.9 Levantamento da dureza média da zona fundida 120

CAPÍTULO V – RESULTADOS E DISCUSSÕES 122

5.1 Introdução 122

5.2 Avaliação do efeito da pulsação térmica sobre a região do arco 122

5.2.1 Variação no valor do comprimento do arco (llll0) 122

5.2.2 Perda da condição de uma gota transferida por pulso (UGPP) 126

5.2.3 Agitação da poça de fusão 129

5.2.4 Geração de salpico e fuligem (fumos) 130

5.2.6 Influência da freqüência térmica (Ft) sobre o sinal de va 133

5.3 Análise isolada dos parâmetros de pulsação térmica 134

5.3.1 Efeito da freqüência térmica (Ft) 134

a) Aspecto superficial e geometria do cordão 135

b) Microestrutura da zona fundida 140

5.3.2 Efeito da distância entre pulsos (Dpt ) 144



5.3.3 Efeito do ciclo ativo térmico (Ct) 149



5.3.4 Efeito da corrente média total (Im t) e do desnível térmico (Dt) 153



5.4 Influência da pulsação térmica sobre a subestrutura da ZF 158

5.5 Formação de porosidade decorrente do processo MIG Térmico 161

a) Porosidade na raiz do cordão 161

b) Banda de porosidade na interface da base com o pulso térmico 164

5.6 Avaliação conjunta das variáveis envolvidas na pulsação térmica 166

a) Efeito sobre o aspecto superficial 167

b) Efeito sobre a largura média do cordão 170

c) Efeito sobre o reforço médio do cordão 173

d) Efeito sobre a diferença na largura da ZTA (aço carbono) 176

e) Efeito sobre o volume de vazios na ZF (AlMg) 180

f) Efeito sobre o diâmetro médio dos grãos e PMC (AlMg) 184

x

g) Efeito sobre a largura do grão austenítico primário (aço carbono) 187

h) Efeito sobre as frações volumétricas de FA e FP(G) (aço carbono) 190

5.7 Ocorrência de microestrutura complexa de solidificação na ZF 192

CAPÍTULO VI – CONCLUSÕES E RECOMENDAÇÕES PARA TRAB ALHOS

FUTUROS 197

6.1 Conclusões 197

6.2 Recomendações pra trabalhos futuros 199

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 200

ANEXOS 211

xi

LISTA DE TABELAS CAPÍTULO II

Tabela 2.1 - Classificação dos modos de transferência metálica 20

CAPÍTULO III

Tabela 3.1 – Técnicas de refino aplicáveis no processo de solidificação 63

CAPÍTULO IV

Tabela 4.1 – Propriedades mecânicas dos metais de base 72

Tabela 4.2 – Características dimensionais adotadas e composições químicas

apresentadas pelos metais de base

72

Tabela 4.3 – Características e composições químicas obtidas na deposição

dos metais de adição

72

Tabela 4.4 – Resumo dos parâmetros de pulsação convencional para o aço 73

Tabela 4.5 – Resumo dos parâmetros de pulsação convencional para o AlMg 74

Tabela 4.6 – Características técnicas apresentadas pela fonte de soldagem 75

Tabela 4.7 – Condições utilizadas na soldagem em simples deposição 84

Tabela 4.8 – Pacotes operacionais de pulsação utilizados para variar os valores de

Ft na soldagem do aço carbono

87

Tabela 4.9 – Pacotes operacionais de pulsação utilizados para variar os valores de

Ft na soldagem do AlMg

87

Tabela 4.10 – Pacotes operacionais utilizados na variação de Ct na soldagem do

aço

88

Tabela 4.11 – Pacotes operacionais utilizados na variação de Ct na soldagem do

AlMg

88

Tabela 4.12 – Pacotes operacionais utilizados na avaliação de Dpt na soldagem do

aço

89

Tabela 4.13 – Pacotes operacionais utilizados na avaliação de Dpt na soldagem do

AlMg

89

Tabela 4.14 – Pacotes operacionais utilizados para variar os valores de Dt e Im t na

soldagem do aço carbono

90

Tabela 4.15 – Pacotes operacionais utilizados para variar os valores de Dt e Im t na

soldagem do AlMg

90

Tabela 4.16 – Planejamento fatorial completo 25 para avaliação da onda I na

soldagem do aço carbono

94

xii

Tabela 4.17 – Planejamento fatorial completo 25 para avaliação da onda I na

soldagem do AlMg

94

Tabela 4.18 – Fatorial 23 para avaliar a onda II na soldagem do aço carbono 95

Tabela 4.19 – Fatorial 23 para avaliar a onda II na soldagem do AlMg 95

Tabela 4.20 – Matriz de planejamento utilizada na análise do efeito da

pulsação térmica na soldagem do aço carbono (onda I )

96


pulsação térmica na soldagem do AlMg (onda I )

97


pulsação térmica na soldagem do aço carbono (Onda II )

98


pulsação térmica na soldagem do AlMg (Onda II )

98

Tabela 4.24 – Pacotes operacionais utilizados na avaliação da estabilidade

do processo de pulsação térmica

101

Tabela 4.25 – Procedimento adotado na preparação das superfícies para

análise metalográfica dos corpos-de-prova

105

Tabela 4.26 – Definição do tamanho de grão baseado no número ASTM (n) 110

CAPÍTULO V

Tabela 5.1 – Efeito da freqüência térmica sobre a presença de porosidade na

ZF

144

Tabela 5.2 – Efeito da Dpt sobre a presença de porosidade na ZF 149

Tabela 5.3 – Efeito do ciclo ativo térmico sobre a presença de porosidade na

ZF

153

Tabela 5.4 – Efeito dos parâmetros de pulsação térmica sobre o aspecto

superficial do cordão (liga AlMg)

168

Tabela 5.5 – Efeito dos parâmetros de pulsação térmica sobre o aspecto

superficial do cordão. Aço carbono

168

Tabela 5.6 – Efeito dos parâmetros de pulsação térmica sobre a largura

média do cordão (liga AlMg)

171

Tabela 5.7 – Efeito dos parâmetros de pulsação térmica sobre a largura

média do cordão (Aço carbono)

171

Tabela 5.8 – Efeito dos parâmetros de pulsação térmica sobre o reforço

médio do cordão (liga AlMg)

174

xiii

Tabela 5.9 – Efeito dos parâmetros de pulsação térmica sobre o reforço

médio do cordão (aço carbono)

174

Tabela 5.10 – Efeito dos parâmetros de pulsação térmica sobre a diferença

na largura da ZTA (aço carbono)

177

Tabela 5.11 – Efeito dos parâmetros de pulsação térmica sobre o volume de

vazios na zona fundida (liga AlMg)

180

Tabela 5.12 – Efeito dos parâmetros de pulsação térmica sobre o diâmetro

médio do grão (liga AlMg)

185

Tabela 5.13 – Efeito dos parâmetros de pulsação térmica sobre o valor de

PMC (liga AlMg)

185

Tabela 5.14 – Efeito dos parâmetros de pulsação térmica sobre a largura do

grão austenítico primário (aço carbono)

187


FA (aço carbono)

190


FP(G) (Aço carbono)

190

xiv

LISTA DE FIGURAS CAPÍTULO II

Figura 2.1 – Descrição genérica do processo MIG/MAG 06

Figura 2.2 – Característica estática da fonte x curva do arco 11

Figura 2.3 – Ângulos de posicionamento da tocha 17

Figura 2.4 – Representação da distância contato peça e da projeção do

arame (stickout )

18

Figura 2.5 - Representação esquemática dos principais modos de

transferência

20

Figura 2.6 – Balanço estático das forças atuantes na gota 22

Figura 2.7 – Descrição da técnica de shadowgrafia 25

Figura 2.8 – Representação do processo de transferência no modo pulsado 27

Figura 2.9 – Características estáticas possíveis de serem empregadas no

modo pulsado

30

Figura 2.10 – Condições de transferência em função dos valores de Ip e tp

selecionados

31

Figura 2.11 – Representação do arco como um conjunto de resistores 32

Figura 2.12 – Relação simplificada entre a taxa de fusão (Txf ) e a taxa de

alimentação (Txa)

33

Figura 2.13 – Condição de equilíbrio entre a taxa de alimentação e a taxa de

fusão

34

Figura 2.14 – Condições de transferência: (a) grande tempo de destacamento

provocando mais de uma projeção e (b) influência do tempo de pulso na

forma de projeção da gota

36

Figura 2.15 – Representação dos oscilogramas mostrando as características

do processo de destacamento

37

Figura 2.16 – (a) procedimento para a determinação de a e (b) Histograma

mostrando a distribuição dos tempos de destacamento

38

Figura 2.17 – Representação esquemática das possíveis formas de ondas

(taxa de resposta dI/dt ) impostas por diferentes equipamentos

42

Figura 2.18 – Fragmentação do eletrodo durante a abertura do arco,

decorrente da imposição de um nível alto de I e da va (abertura na região

intermediária de llll)

43

xv

Figura 2.19 – Representação da variante MIG/MAG Térmico 44

Figura 2.20 – Representação da variação no perfil de penetração e da

formação de escamas durante a soldagem com a variante MIG/MAG Térmico

46

Figura 2.21 – Pulsação térmica sem a variação no valor de va 48

Figura 2.22 – Forma de onda agregando as vantagens da soldagem nas

polaridades CCEP e CCEN

49

Figura 2.23 - Fluxograma esquemático de um algorítmo sinérgico comercial 50

CAPÍTULO III

Figura 3.1 – Efeito convectivo na poça de fusão provocado por diferentes

forças

52

Figura 3.2 – Possíveis morfologias na interface de crescimento em função

dos valores de G, Rs e C0

55

Figura 3.3 – Crescimento competitivo dos grãos durante a solidificação da ZF 57

Figura 3.4 – (a) e (b) Efeito da velocidade de soldagem sobre a forma da

poça e modo de solidificação e (c) variação estrutural na solidificação da ZF

59

Figura 3.5 – Influência de fatores metalúrgicos sobre a resistência mecânica

e a tenacidade

61

Figura 3.6 – Comparação esquemática das alterações estruturas obtidas em

simples deposição (a), através de multi-passe (b) e pulsação térmica (c)

62

Figura 3.7 – Representação da onda com modulação para controle da

solidificação (a) e forma de crescimento obtido na ZF sem e com a aplicação

rampa de modulação em 10 Hz (b), no aço inoxidável AISI 316

66

Figura 3.8 – Variação de penetração provocada pelo uso da pulsação térmica

na soldagem MIG/MAG

68

Figura 3.9 – Alteração na estrutura da ZF gerado pela variação de G.Rs em

função da imposição de pulsação térmica

68

Figura 3.10 – (a) Macrografia mostrando a escamação na estrutura do

depósito (regiões A, B e C), oriunda do efeito conjunto da pulsação térmica e

da soldagem multi-passe e (b) granulometria nas referidas regiões

69

Figura 3.11 – Variações obtidas na granulometria da ZF em função da forma

de onda de corrente aplicada

70

xvi

CAPÍTULO IV

Figura 4.1 – Tela do programa de controle TERMICO2 78

Figura 4.2 – (a) Sistema de deslocamento da tocha e pontos de tomada de

tensão e (b) localização do sensor Hall

79

Figura 4.3 – Representação esquemática da bancada de soldagem 80

Figura 4.4 – (a) Detalhe dos equipamentos utilizados no processo aquisição e

(b) controle do processo de soldagem

80

Figura 4.5 – (a) Fonte de soldagem DIGITEC 450 e (b) detalhe do sistema de

tracionamento e do posicionamento do sensor da va

81

Figura 4.6 – Representação esquemática da forma de onda de pulsação

térmica contendo modulação conjunta da corrente média (Im) com a

velocidade de alimentação do arame (va), onda I

83

Figura 4.7 – Representação esquemática da forma de onda de pulsação

térmica contendo modulação apenas na corrente média (Im), onda II

83

Figura 4.8 – Forma de deposição adotada. Onde (a) AlMg e (b) aço carbono 84

Figura 4.9 – Oscilogramas contendo os sinais sincronizados de I, U e va (liga

AlMg)

99

Figura 4.10 – Detalhes da bancada experimental de shadowgrafia por laser.

Onde: (a) fonte de laser, filtros e lentes para controle do diâmetro do feixe, (b)

sistema de deslocamento da tocha, (c) filmadora e monitor e (d) micros

utilizados no controle e aquisição dos sinais elétricos

101

Figura 4.11 – Processo de formação e aquisição da imagem da região do

arco. Onde: (a) sombra gerada pela tocha posicionada na frente do feixe de

laser e (b) imagem (quadro) gerada pela filmadora

102

Figura 4.12 – Exemplo do resultado final obtido pela técnica de shadowgrafia.

Como informação, verifica-se o estabelecimento da condição UGPP (liga

AlMg) e a presença de ondulação na poça de fusão

103

Figura 4.13 – Apresentação das características do cordão de solda e do

detalhe da região de medição das respostas de interesse

104

Figura 4.14 – Detalhe das regiões selecionadas para análise e do modo de

extração dos corpos-de-prova (CP). Onde: (a) CP para avaliação da

microestrutura da ZF e (b) CP para análise gravimétrica

105

Figura 4.15 – Representação esquemática da célula eletrolítica 108

xvii

Figura 4.16 – (a) Visão geral da célula eletrolítica e (b) recipiente para

eletrólise

108

Figura 4.17 – Representação esquemática da técnica utilizada para

determinação do diâmetro dos grãos

111

Figura 4.18 – Representação da técnica utilizada para determinação do

parâmetro do modo de crescimento (PMC)

112

Figura 4.19 – Técnica utilizada na determinação da largura do grão colunar 113

Figura 4.20 – Representação esquemática do processo de quantificação das

percentagens volumétricas

114

Figura 4.21 – Método utilizado para a determinação das massas e dos

volumes dos corpos-de-prova

117

Figura 4.22 – Equipamentos utilizados na caracterização dos corpos-de-

prova (imagem e perfil de dureza)

119

Figura 4.23 – Efeito do tipo de ataque sobre o aspecto da endentação 121

CAPÍTULO V

Figura 5.1 – Comportamento do comprimento do arco (llll0) em função da

forma de onda de pulsação

124

Figura 5.2 – Comportamento do comprimento do arco (llll0) em função da

forma de onda de pulsação

125

Figura 5.3 – Efeito da forma de onda I sobre UGPP 127

Figura 5.4 – Instabilidade na condição UGPP, decorrente da variação em llll e

da resistividade (material)

128

Figura 5.5 – Destacamento da gota apresentando um diâmetro maior que o

arame, após a imposição de dois pulsos de corrente (perda da condição

UGPP)

129

Figura 5.6 – Diferença no grau de agitação da poça de fusão entre as fases

de pulso térmico e de base térmica

130

Figura 5.7 – Mecanismo de formação do salpico na soldagem do AlMg 132

Figura 5.8 – Ocorrência de explosão da gota instante antes do destacamento 132

Figura 5.9 – Efeito da freqüência térmica sobre a dinâmica de va 134

Figura 5.10 – Efeito da freqüência térmica sobre a geometria e o aspecto

superficial do cordão

135

Figura 5.11- Efeito da freqüência térmica sobre o aspecto superficial e o perfil

xviii

de penetração 136

Figura 5.12 – Efeito da pulsação térmica sobre a direção de crescimento dos

grãos na zona fundida (liga AlMg)

137

Figura 5.13 – Efeito da pulsação térmica sobre a diferença de largura da ZTA

(alargamento através do recuo da linha de fusão – LF)

139

Figura 5.14 – Influência da freqüência térmica sobre a microestrutura da zona

fundida

141

Figura 5.15 – Efeito da freqüência térmica sobre a granulometria apresentada

pela zona fundida (AlMg)

141

Figura 5.16 – Efeito da freqüência térmica sobre a variação do volume de

microconstituintes da zona fundida (a), microestrutura na região colunar para

Ft = 0,5 Hz (b) e microestrutura na região colunar para Ft = 10 Hz (c)

142

Figura 5.17 – Formação de nódulos de FA na interface térmica (início de pt ) 143

Figura 5.18 – Efeito da distância entre pulsos sobre a geometria e o aspecto


145

Figura 5.19 – Efeito da distância entre pulsos sobre o aspecto superficial e o

perfil de penetração

145

Figura 5.20 – Influência da distância entre pulsos sobre a microestrutura da

zona fundida

146

Figura 5.21 – Efeito da distância entre pulsos sobre a granulometria

apresentada pela zona fundida (AlMg)

147

Figura 5.22 – Efeito da distância entre pulsos sobre a variação do volume de

microconstituintes da zona fundida

148

Figura 5.23 – Aparente refino na região do pulso térmico 149

Figura 5.24 – Efeito do ciclo ativo térmico sobre a geometria e o aspecto


150

Figura 5.25 – Efeito do ciclo ativo térmico sobre o aspecto superficial e o


150

Figura 5.26 – Influência da distância entre pulsos sobre a microestrutura da

zona fundida

151

Figura 5.27 – Efeito do ciclo ativo térmico sobre a granulometria apresentada

pela zona fundida (AlMg)

152

Figura 5.28 – Efeito do ciclo ativo térmico sobre a variação do volume de

xix

microconstituintes da zona fundida (a), representação gráfica da variação

volumétrica (b) microestrutura na região colunar para Ct = 10% e (c)

microestrutura na região colunar para Ct = 90%

152

Figura 5.29 – Efeito do corrente média total e do desnível térmico sobre a

geometria e o aspecto superficial

154

Figura 5.30 – Efeito do ciclo ativo térmico sobre o aspecto superficial e o


155

Figura 5.31 – Efeito da corrente média total e do desnível térmico sobre o

aspecto superficial do cordão (AlMg)

155

Figura 5.32 – Influência da corrente média total sobre a microestrutura da

zona fundida

156

Figura 5.33 – Efeito da corrente média total e do desnível térmico sobre a

granulometria apresentada pela zona fundida (AlMg)

156

Figura 5.34 – Influência do desnível térmico sobre a microestrutura da zona

fundida

157

Figura 5.35 – Efeito da Im t e do Dt sobre a variação dos microconstituintes na

ZF

157

Figura 5.36 – Detalhe do efeito da pulsação térmica (onda I ) sobre o aspecto

dos ramos dendríticos e a presença de porosidade interdendrítica, entre as

fases de pulso e base térmica (vista longitudinal do cordão A25, liga AlMg)

160

Figura 5.37 – Seção longitudinal do cordão mostrando a localização do sítio

preferencial à formação de porosidade na raiz do cordão

162

Figura 5.38 – Mecanismo de formação de porosidade tipo “túnel” 164

Figura 5.39 – Banda de porosidade esférica localizada na interface térmica

(corpo-de-prova Dpt5; liga AlMg)

165

Figura 5.40 – Diagrama de Pareto mostrando os parâmetros influentes sobre

o aspecto do cordão

169

Figura 5.41 – Gráfico dos efeitos normalizados comparando a relativa

magnitude e a significância dos efeitos principais e suas interações sobre o

aspecto superficial

169

Figura 5.42 – Evolução apresentada pelo aspecto superficial durante a

mudança de nível dos fatores

169

Figura 5.43 – Evolução das interações de 2a ordem em relação ao aspecto

xx

superficial do cordão, durante a mudança de nível dos fatores 170

Figura 5.44 – Aspecto apresentado pelos cordões na condição melhor e pior 170


a largura média do cordão

172


magnitude e a significância dos efeitos principais e suas interações sobre a

largura média do cordão

172

Figura 5.47 – Evolução apresentada pela largura média do cordão durante a


172

Figura 5.48 – Evolução das interações de 2a ordem em relação à largura

média do cordão, durante a mudança de nível dos fatores

173


o reforço médio do cordão

174



reforço médio do cordão

175

Figura 5.51 – Evolução apresentada pelo reforço médio do cordão durante a


175

Figura 5.52 – Evolução das interações de 2a ordem em relação ao reforço

médio do cordão, durante a mudança de nível dos fatores

176


o reforço médio do cordão (aço carbono)

177



largura média do cordão (aço carbono)

178

Figura 5.55 – Evolução apresentada pela diferença na largura da ZTA,

durante a mudança de nível dos fatores (aço carbono)

179

Figura 5.56 – Evolução das interações de 2a ordem em relação à diferença

de largura da ZTA, durante a mudança de nível dos fatores (aço carbono)

179


o volume de vazios na ZF (liga AlMg)

181



xxi

volume de vazios na ZF (liga AlMg) 181

Figura 5.59 – Evolução apresentada pelo volume de vazios do cordão

durante a mudança de nível dos fatores (liga AlMg)

182

Figura 5.60 – Evolução das interações de 2a ordem em relação ao volume de

vazios na ZF durante a mudança de nível dos fatores (liga AlMg)

182

Figura 5.61 – Seções transversais dos cordões mostrando o efeito da

pulsação térmica sobre falta de fusão (formação de vazios)

184

Figura 5.62 – Diagramas de Pareto mostrando os parâmetros influentes

sobre o diâmetro médio dos grãos (a) e sobre o valor de PMC (b)

185



diâmetro médio dos grãos (a) e PMC (b)

186

Figura 5.64 – Evolução apresentada pelo diâmetro médio do grão (a) e por

PMC (b), durante a mudança de nível dos fatores

186

Figura 5.65 – Evolução das interações de 2a ordem em relação ao diâmetro

médio do grão (b) e PMC (b), durante a mudança de nível dos fatores

187


a largura do grão austenítico (aço carbono)

188



largura do grão austenítico (aço carbono)

188

Figura 5.68 – Evolução apresentada pela largura do grão durante a mudança

de nível dos fatores (aço carbono)

189

Figura 5.69 – Evolução das interações de 2a ordem em relação à largura do

grão primário, durante a mudança de nível dos fatores (aço carbono)

189

Figura 5.70 – Diagramas de Pareto mostrando os parâmetros influentes

sobre os volumes de FA (a) e FP(G) (b) (aço carbono)

191


magnitude e a significância dos efeitos principais e suas interações sobre os

volumes de FA (a) e FP(G) (b) (Aço carbono)

191

Figura 5.72 – Evolução apresentada pelos volumes de FA (a) e FP(G) (b),

durante a mudança de nível dos fatores (aço carbono)

192

Figura 5.73 – Evolução das interações de 2a ordem em relação aos volumes

xxii

de FA (a) e FP(G) (b), durante a mudança de nível dos fatores (aço carbono) 192

Figura 5.74 – Forças atuantes na agitação da poça de fusão 193

Figura 5.75 – Representação esquemática das características produzidas no

cordão em decorrência da pulsação térmica

194

Figura 5.76 – Microscopia eletrônica mostrando o efeito da pulsação térmica

sobre a diferença na subestrutura e a região de ligação do metal de solda

com o metal de base (seção transversal; liga AlMg)

194

Figura 5.77 – Representação da complexidade apresentada na estrutura de

solidificação da zona fundida pelo uso da pulsação térmica (seção

longitudinal; AlMg)

195

xxiii

LISTA DE ABREVIATURAS E SIMBOLOGIAS

β ⇒ Constante da equação de consumo – efeito resistivo (A-2.s-1)

α ⇒ Constante da equação de consumo – reações no ânodo (m.s-1.A-1)

ρ ⇒ Densidade (kg.m-3)

ρe ⇒ Resistência do eletrodo (Ω)

π ⇒ Pi (3,1416)

µ0 ⇒ Permeabilidade magnética do material

γs ⇒ Tensão superficial (N.m-1)

ρv ⇒ Densidade do vapor (kg.m-3)

a ⇒ Número de grãos contidos no quadrado com área igual a 1 pol2

sob um aumento de 100x

A ⇒ Corpo-de-prova de alumínio soldado com a onda I

Ar ⇒ Argônio

ASME ⇒ American Society of Mechanical Engineers

ASTM ⇒ American Society for Testing and Materials

AY ⇒ Corpo-de-prova de alumínio soldado com a onda II

AWS ⇒ American Welding Society

B ⇒ Campo magnético

bt ⇒ Fase de base térmica

ca ⇒ Coeficiente de arraste

CA ⇒ Corrente alternada

CC ⇒ Corrente contínua

CC+ ⇒ Corrente contínua polaridade inversa

CC- ⇒ Corrente contínua polaridade direta

CCEN ⇒ Corrente contínua eletrodo negativo

CCEP ⇒ Corrente contínua eletrodo positivo

CO2 ⇒ Gás carbônico

Ct ⇒ Ciclo ativo térmico ou ciclo de trabalho térmico (%)

D ⇒ Constante de destacamento (Aa.s), com a variando entre 1 e 2,3

da ⇒ Diâmetro do eletrodo (mm)

DCP ⇒ Distância entre o bico de contato e o metal de base (mm)

xxiv

dg ⇒ Diâmetro da gota (mm)

Dpt ⇒ Distância entre pulsos térmicos (mm)

Dt ⇒ Desnível térmico

F ⇒ Freqüência de pulsação convencional (Hz)

Fγ ⇒ Força devido à tensão superficial (N)

FA ⇒ Ferrita acicular

Fa ⇒ Força de arraste do plasma (N)

Fem ⇒ Força eletromagnética (N)

Fb ⇒ Força devido à convecção com fluxo líquido (buoyancy ) (N)

Fg ⇒ Força gravitacional (N)

FP(C) ⇒ Ferrita de contorno de célula

FP(G) ⇒ Ferrita de contorno de grão

Fpa ⇒ Força devido à pressão do arco (N)

FS(A) ⇒ Ferrita com segunda fase alinhada

FS(SP) ⇒ Ferrita de placa lateral

Ft ⇒ Freqüência de pulsação térmica (Hz)

Fv ⇒ Força devido ao jato de vapor (N)

g ⇒ Aceleração da gravidade (m.s-2)

G ⇒ Gradiente térmico (°C/cm)

G(r, θ, Φ) ⇒ Função geométrica dependente da forma da gota

GMAW ⇒ Gas Metal Arc Welding

GMAW-P ⇒ Gas Metal Arc Welding Pulsed

He ⇒ Hélio

I ou Is ⇒ Corrente elétrica de soldagem (A)

Ib ⇒ Corrente de base (A)

Ib-bt ⇒ Corrente de base na fase de base térmica (A)

Ib-pt ⇒ Corrente de base na fase de pulso térmico (A)

Icc ⇒ Corrente de curto-circuito (A)

IGBT ⇒ Insulated Gate Bipolar Transistor

IIW ⇒ International Institute of Welding

Im ⇒ Corrente média (A)

xxv

Imbt ⇒ Corrente média na base térmica (A)

Impt ⇒ Corrente média no pulso térmico (A)

Imt ⇒ Corrente média (A)

Ip ⇒ Corrente de pulso (A)

Ip-bt ⇒ Corrente de pulso na fase de base térmica (A)

Ip-pt ⇒ Corrente de pulso na fase de pulso térmico (A)

It ⇒ Corrente de transição (A)

J ⇒ Densidade de corrente elétrica (A.mm-2)

L ⇒ Largura do cordão (mm)

LF ⇒ Linha de fusão (mm)

MAG ⇒ Metal Active Gas

MEV ⇒ Microscópio eletrônico de varredura

mg ⇒ Massa da gota (g)

MIG ⇒ Metal Inert Gas

n ⇒ Número ASTM

O2 ⇒ Gás oxigênio

P ⇒ Penetração do cordão (mm)

PMC ⇒ Parâmetro do modo de crescimento

pt ⇒ Fase de pulso térmico

Q ⇒ Calor aportado (J/cm)

R ⇒ Resistência elétrica (Ω)

Ra ⇒ Raio de entrada da corrente – eletrodo (mm)

ra ⇒ Raio do arame (mm)

Re ⇒ Reforço do cordão (mm)

rg ⇒ Raio da gota (mm)

rs ⇒ Raio de saída da corrente – gota metálica (mm)

Rs ⇒ Taxa de crescimento ou velocidade de solidificação (cm/s)

SAMG ⇒ Soldagem a Arco Metálico com Atmosfera Gasosa

SAMGp ⇒ Soldagem a Arco Metálico com Atmosfera Gasosa pulsada

xxvi

SDP ⇒ Sistema de deslocamento da pistola

SRC ⇒ Silicon Controlled Rectifier

T ⇒ Período de pulsação (ms)

tb ⇒ Tempo de base (ms)

tbt ⇒ Tempo de base térmica (s)

TIG ⇒ Tungsten Inert Gas

Tm ⇒ Tempo modal (s)

tp ⇒ Tempo de pulso (ms)

tpt ⇒ Tempo de pulso térmico (s)

Tt ⇒ Período térmico (s)

Txa ⇒ Taxa de alimentação do arame (m/min)

Txf ⇒ Taxa de fusão do arame (m/min)

U ou Us ⇒ Tensão de soldagem (V)

U0 ou V0 ⇒ Tensão em vazio (V)

Ucc ⇒ Tensão de curto-circuito (V)

UGPP ⇒ Uma gota por pulso

va ⇒ Velocidade de alimentação do arame (m.min-1)

va-bt ⇒ Velocidade de alimentação do arame (m.min-1)

va-pt ⇒ Velocidade de alimentação do arame (m.min-1)

Vm ⇒ Volume modal (mm3)

vp ⇒ Velocidade do jato de plasma (m.s-1)

vs ⇒ Velocidade de soldagem (cm.min-1)

X ⇒ Corpo-de-prova de aço carbono soldado com a onda I

Y ⇒ Corpo-de-prova de aço carbono soldado com a onda II

ZF ⇒ Zona fundida

ZTA ⇒ Zona termicamente afetada

l ⇒ Projeção do eletrodo em relação ao bico de contato (stickout )

lo, l1 ou l2 ⇒ Comprimento do arco elétrico (mm)

xxvii

RESUMO

Esta Tese de Doutorado pretende contribuir para um melhor entendimento dos

reais efeitos mecânico-metalúrgicos da “pulsação térmica”, explicitando as

vantagens e limitações do uso dessa nova variante na soldagem de ligas metálicas

de emprego comum em engenharia. O estudo enfoca as possíveis implicações,

nos campos do processo (estabilidade na transferência metálica) e da metalurgia

da soldagem (microestrutura da zona fundida), geradas na implementação do

processo MIG/MAG Térmico em ligas susceptíveis ou não a transformações no

estado sólido (Aço baixo carbono ABNT 1020 e liga AlMg AA 5052-H34). A

pesquisa envolve a análise sistemática do uso de duas formas de onda de

pulsação térmica, apresentando diferentes mecanismos de deposição, sobre as

alterações na geometria (reforço, penetração, largura, etc..) e na microestrutura da

zona fundida (tamanho e forma do grão, presença de vazios e fração volumétrica

dos microconstituintes). Planejamento fatorial completo 2k é utilizado como

ferramenta estatística na avaliação e validação dos experimentos. Os resultados

obtidos são interpretados através do cruzamento das informações operacionais

(oscilogramas de corrente, tensão e velocidade de alimentação do arame) e da

filmagem em alta velocidade do processo de transferência metálica (shadowgrafia)

com a resposta metalúrgica apresentada na zona fundida. Como suporte na

realização e análise dos experimentos foram utilizados: uma fonte eletrônica multi-

processo, interfaceada com um sistema de aquisição e controle dos sinais

elétricos, um sistema laser-ótico de filmagem em alta velocidade (shadowgrafia ),

microscopia ótica e eletrônica de varredura (MEV) e outros equipamentos

necessários à caracterização do depósito. Como resultado foi observado que o

processo de soldagem MIG/MAG Térmico influencia significativamente a geometria

e o aspecto do cordão, a forma e o tamanho médio dos grãos e a fração

volumétrica dos microconstituintes na zona fundida. Adicionalmente, detectou-se

que a condição operacional pode induzir na quantidade de vazios (bandas de

porosidade e falta de fusão) e na largura média da zona termicamente afetada.

xxviii

ABSTRACT This thesis intends to contribute to improve the understanding of mechanical-

metallurgic effects of the thermal pulsation, bringing about the advantages and

limitations on using this new variant in welding of metallic alloys of common

employment in engineering. The study focuses the possible implications, in the

fields of welding process (stability in the metal transfer) and welding metallurgy

(microstructure of the fusion zone), generated in the use of variant GMAW with

thermal pulsation, in materials with and without solid-state transformation (mild steel

ASTM 1020 and aluminum alloy AA 5052-H34). The research involves the

systematic analysis of the use in two wave configuration of thermal pulsation,

showing different deposition mechanisms, upon the alterations in the surface

aspect and geometry of weld bead and in the microstructure of fusion zone (size

and grain shape, presence of void and phases distribution). Full 2k factorial design

is used as statistical tool in the evaluation and validation of the experiments. The

obtained results are interpreted through the crossing of operational information

(current, voltage and wire feeding speed signals) and the image of metal transfer

behavior with the metallurgic answer presented in fusion zone. To support the

accomplishment and analysis of the experiments an electronic power supply was

used, coupled to electric signs acquisition and control systems, a laser

shadowgraph (high-speed filming), optical microscopy and scanning electron

microscopy (SEM) and other necessary equipments to the deposit characterization.

As result were observed influences in the geometry and aspect of the weld bead,

the form and size of grains and phase transformation in fusion zone with the

implementation of the GMAW with thermal pulsing. In addition, it has been detected

that the operational condition can affect the amount of voids (porosity bands and

fusion lack), the cell size and the average width of heat-affected zone.

Key-Words: Welding; GMAW with thermal pulsation; Fusion zone; Surface aspect

1

CAPÍTULO I

INTRODUÇÃO

1.1 Introdução

Os sensíveis avanços tecnológicos, representados pela evolução

exponencial da eletrônica e da informática, vêm permitindo cada vez mais um

melhoramento nos conceitos de equipamentos e, fundamentalmente, na

mentalidade do usuário da tecnologia de soldagem. Esta nova visão a respeito da

verdadeira importância da engenharia de soldagem em níveis de processo de

fabricação e de ciência dos materiais possibilita vislumbrar, por parte do usuário, a

necessidade cada vez maior da criação de um “elo” entre os conhecimentos

pertinentes ao processo e a metalurgia da soldagem. Assim, como resposta a esta

nova realidade, as inúmeras pesquisas, envolvendo estes dois conhecimentos,

estão possibilitando entender o porquê das potencialidades e limitações dos

diversos processos de soldagem utilizados industrialmente. Sabendo como

funciona cada processo e qual o seu atual leque de aplicação, é possível criar

modificações (variantes), junção das características presentes em diferentes

processos num único processo de soldagem, que venha, ao mesmo tempo,

melhorar seu desempenho e ampliar seu campo de atuação.

Atualmente os processos de soldagem ao arco elétrico com proteção

gasosa (MIG/MAG, TIG e Arame Tubular, por exemplo) vêm recebendo constantes

melhoramentos, no campo da eletrônica e da informática, que possibilitam a

manipulação mais precisa dos fenômenos envolvidos na operação de soldagem.

Esta possibilidade de controle, aliada ao entendimento de como a condição

operacional poderá influenciar na estrutura final do metal aportado, permitirá que

se obtenha depósitos com superiores características externas (aspecto superficial)

e internas (refinamento estrutural), quando comparados às condições de

operações básicas.

Diversos autores (Amim, 1983; Street, 1990; Richardson et al, 1994; Dutra et

al, 1995; Yamamoto et al, 1998; Irvin, 1999) relatam os esforços no sentido de se

otimizar as condições de soldagem, buscando o aumento da produtividade, a

redução no nível de defeitos e a simplicidade no controle das condições de

2

operação (interação homem x máquina). Na realidade o que se almeja é a

aceitação e a ampliação da gama de utilização de um determinado processo de

soldagem em condições de operação muitas vezes limitadas a um único processo.

Neste enfoque, esta Tese de Doutorado pretende contribuir no estudo, em

nível de processo e metalurgia da soldagem, da nova variante do processo de

transferência controlada denominada de pulsação térmica, desenvolvida a partir da

junção das vantagens operacionais dos processos MIG/MAG e TIG (Street, 1990;

Dutra et al, 1995; Yamamoto et al, 1998). O estudo detém-se na análise dos reais

efeitos do processo MIG/MAG Térmico sobre o aspecto superficial e a geometria

do cordão e a microestrutura da zona fundida (ZF), na soldagem em simples

deposição, de ligas susceptíveis ou não a transformação no estado sólido (Aço

carbono ABNT 1020 e liga AlMg AA 5052-H34).

Numa primeira etapa, foram adotadas duas formas de onda de pulsação

térmica como forma de avaliar o efeito desta variante sobre a estabilidade na

região do arco voltaico, durante a soldagem apresentando ou não a modulação

conjunta nos sinais da corrente média (Im) e da velocidade de alimentação do

arame (va).

Na primeira forma de onda, denominada de onda I , a modulação nos

valores de Im e va foram impostos sincronizadamente, possibilitando avaliar o

efeito da pulsação térmica para valores aproximadamente constantes no

comprimento do arco (llll0) e na projeção do arame (llll).

Para a segunda forma de onda, denominada de onda II , o valor da va foi

mantido constante, modulando-se apenas o sinal da Im. Nesta condição, foi

possível avaliar os efeitos da pulsação térmica para valores de llll0 e l l l l variando

ciclicamente.

A etapa final do trabalho, por sua vez, contemplou a análise do efeito da

variante MIG/MAG Térmica, empregando a forma de onda I , sobre a geometria e o

aspecto superficial do cordão e microestrutura da ZF. Primeiramente, avaliou-se o

efeito isolado dos principais parâmetros intrínsecos da variante (freqüência térmica

– Ft, distância entre pulsos – Dpt , ciclo ativo térmico – Ct, desnível térmico – Dt e

corrente média total – Im t) e, numa segunda etapa, foi implementado o projeto

fatorial 2k para verificar a implicação da pulsação térmica durante a variação

conjunta dos variáveis de pulsação (corrente média na fase de pulso térmico –

3

Impt, corrente média na fase de base térmica – Imbt, tempo de pulso térmico – tpt,

tempo de base térmica – tbt e distância entre pulsos – Dpt ).

1.2 Importância e contribuição científica do trabal ho

Com base no acima exposto e visualizando o atual quadro tecnológico

disponível neste ramo da engenharia, verifica-se que a relevância do

desenvolvimento desta Tese de Doutorado , bem como de sua contribuição

científica, podem ser enumeradas através dos tópicos:

Tema atual e de interesse para fabricantes de equipamentos e

consumíveis e usuários dos processos MIG/MAG, TIG e Arame Tubular;

Contribuição para o melhor entendimento dos fenômenos envolvidos

no processo de transferência metálica e no mecanismo de solidificação da

poça de fusão, durante o emprego do processo MIG/MAG Térmico;

Possibilidade de melhoramento da qualidade final do depósito em

aplicações específicas;

Conhecimento sobre o assunto ainda em fase embrionária (bastante

incipiente).

1.3 Objetivos

O presente trabalho tem por objetivo geral avaliar os efeitos proporcionados

na adoção da soldagem com a variante MIG/MAG Térmico sobre a estabilidade no

processo de transferência metálica (manutenção do comprimento do arco e da

condição UGPP) e a microestrutura e a geometria apresentada pela zona fundida.

Neste contexto pretende-se ressaltar os seguintes objetivos específicos:

Avaliar a relação entre a dinâmica do sistema de alimentação do

arame e dinâmica do sinal de corrente sobre a estabilidade no processo de

transferência metálica;

Propor e avaliar parâmetros que caracterizem melhor a variante;

Propor e discutir técnicas utilizadas na caracterização da

granulometria da zona fundida (tamanho e forma do grão);

Relacionar, através de ferramenta estatística, as possíveis

características apresentadas pela zona fundida (resposta) com as variáveis

operacionais da pulsação térmica (fator).

1.4 Organização do trabalho

4

Como o estudo foca as características operacionais e as possíveis

implicações metalúrgicas da variante MIG/MAG Térmico, o trabalho foi dividido em

seis capítulos. A primeira parte do trabalho, englobando os capítulos II e III, visa

contemplar o estudo bibliográfico sobre o processo de soldagem MIG/MAG, os

mecanismos envolvidos no processo de transferência metálica e de solidificação

da poça de fusão e a influência metalúrgica da pulsação de corrente.

Complementando o trabalho, os capítulos IV, V e VI apresentam o procedimento

experimental adotado, a discussão sobre os dados experimentais e as conclusões

e proposições para trabalhos futuros, respectivamente.

O capítulo II traz um levantamento do atual estado da arte sobre o processo

de soldagem MIG/MAG, abordando tópicos como histórico, equipamentos,

consumíveis e variáveis operacionais.

No capítulo III é feita uma revisão sobre os fenômenos envolvidos na

formação e solidificação da poça de fusão e uma avaliação das implicações

metalúrgicas da soldagem em corrente pulsada ou com pulsação térmica sobre a

microestrutura do depósito.

O capítulo IV descreve os procedimentos adotados nas etapas de

planejamento e execução dos experimentos. A primeira parte do capítulo ressalta

os critérios de seleção, preparação e execução dos procedimentos de soldagem.

Ao final, o capítulo descreve as técnicas adotadas nas etapas de extração e

análise dos corpos-de-prova.

No capítulo V realiza-se a análise dos resultados experimentais decorrente

da soldagem com duas diferentes formas de onda de pulsação térmica (ondas I e

II). Inicialmente, a discussão foca o efeito da variante sobre a estabilidade na

região do arco. Por fim, avalia-se a relação entre a variação no procedimento de

soldagem com o aspecto superficial e a geometria do cordão e a microestrutura

apresentada na zona fundida.

Finalizando o trabalho, o capítulo VI apresenta as conclusões sobre o

estudo da variante MIG/MAG Térmico e as proposições para trabalhos futuros,

envolvendo o tema.

5

Capítulo II

O PROCESSO MIG/MAG

2.1 Introdução

Neste capítulo é feito um levantamento do atual estado da arte no que se refere ao

processo de soldagem MIG/MAG. O capítulo abrangerá tópicos como o histórico do processo, suas

vantagens e limitações, os principais equipamentos e variáveis, os possíveis modos de

transferência metálica e, finalmente, a relação do processo frente ao atual avanço tecnológico da

eletrônica e da informática.

Além disso, o objetivo principal deste capítulo recairá no estudo do modo de transferência

metálica comandada, enfatizando-se as características da nova variante do processo MIG/MAG

denominada de pulsação térmica.

2.2 O processo MIG/MAG

O processo de soldagem MIG/MAG (Metal Inerte Gas/Metal Active Gas) ou

GMAW (Gas Metal Arc Welding), figura 2.1, ou ainda “Soldagem a Arco Metálico

com Atmosfera Gasosa (SAMG)”, é caracterizado pela abertura e manutenção do

arco elétrico entre o metal de base (poça de fusão quando em regime) e o metal de

adição (arame alimentado continuamente). Como o arame/eletrodo não apresenta

revestimento (comum no processo Eletrodo Revestido) torna-se necessário à

inserção de uma proteção gasosa suprida com pressão e vazão adequadas. Tal

inserção é justificada na necessidade de, ao mesmo tempo, viabilizar a proteção

da gota metálica e da poça de fusão contra a atmosfera vizinha ao arco voltaico e,

além disso, auxiliar na formação e manutenção do arco elétrico.

Outra característica do processo MIG/MAG é a sua aplicação em corrente

contínua com eletrodo ligado ao pólo positivo (CC+, CCEP), onde o arco torna-se

mais estável (Alcan, 1993; Machado, 1996; Altshuller, 1998). Por outro lado,

utilização de corrente contínua com o eletrodo negativo (CC-, CCEN), no processo,

não apresenta aplicação prática e, para o caso da corrente alternada (CA), o

desenvolvimento de sua aplicação está sendo beneficiado pelo avanço conjunto da

eletrônica e da informática. Em CC+ tem-se ainda a vantagem da limpeza do filme

de óxido, crítico na soldagem do alumínio e magnésio, permitindo uma adequada

coalescência e um perfil do cordão mais uniforme (Alcan, 1993).

6

Metal de solda

Eletrodoconsumível

Bico de contato

Bocal

Gás

Arame

Fluído refrigerante

CondutorCondutor

Cabeçote alimentador de arame

Rolo de arame

Misturadores de gás

Manômetros

Gás de proteção

Poço de fusão

Arco

Fonte de soldagem

Metal de base

Vs300 A 25 V

1 1

10 10

20 20

CO2ArO2

(-)

(+)

Figura 2.1 – Descrição genérica do processo MIG/MAG (Barra, 1998).

Em termos de geração de calor, pelo fato da utilização de CC+, o processo

apresenta a maior parte do calor gerado no eletrodo (ânodo) e sendo esta energia

transferida para a poça de fusão através das gotas metálicas superaquecidas. Este

mecanismo de geração e transferência de calor provoca um elevado rendimento

térmico e uma estreita zona termicamente afetada (Altshuller, 1998).

O processo MIG/MAG, em relação ao nível de atividade do gás de proteção,

pode ser subdivido em:

Metal Inert Gas (MIG) → Onde o gás (Ar ou He) ou a mistura gasosa

empregada (rica em Ar e complementada por adições controladas de He,

O2 ou CO2) não reage metalurgicamente com a gota metálica ou com a

poça de fusão, atuando apenas na proteção destas regiões, auxiliando na

formação e manutenção e do arco voltaico e melhorando a molhabilidade

nas ligas ferrosas;

Metal Active Gas (MAG) → Onde o gás (CO2) ou mistura (Ar+CO2 ou

Ar+CO2+O2), além das funções acima citadas, reage metalurgicamente com

a gota e com a poça de fusão.

7

No caso da aplicação do processo MIG/MAG na soldagem de metais

reativos (alumínio e titânio, por exemplo), pela reduzida atividade da proteção

gasosa, o processo é especificado como MIG (Altshuller, 1998).

Com relação à evolução do processo pode-se chegar a seguinte cronologia

(Amim, 1983; Dutra, 1989/1995; Street, 1990; Manz, 1990; AWS, 1991; Silva,

1995; Machado, 1996; Sullivan, 1998):

1926 → Primeira aplicação de gás inerte na formação e proteção do

arco elétrico;

1928 → Descrição dos fundamentos do processo em artigo publicado

no “Journal of American Welding Society”;

1948/1950 → Desenvolvimento do GMAW e solicitação de patente.

Até então com aplicação voltada para a soldagem do alumínio;

1951/1953 → Emprego do GMAW na soldagem de aço, inicialmente

adicionando O2 e, em seguida, substituindo-se o Ar por CO2;

1960/1962 → Desenvolvimento da transferência tipo goticular “spray”,

seguida do advento da corrente pulsada (avanço da eletrônica);

Dos anos 60 até a presente data, é nítido que a evolução do processo

GMAW, bem como seu nível de aplicação, tenha como âncora o crescente

desenvolvimento tecnológico da eletrônica e da informática. Um exemplo

real dessa evolução está na aplicação de células de soldagem

(Interfaceamento de fontes eletrônicas transistorizadas com a robótica), ou

ainda pela junção das vantagens do processo TIG pulsado (Thermal

pulsing) com o MIG pulsado, originando uma nova variante denominada de

“MIG/MAG Térmico ou Pulsação térmica”.

2.2.1 Aplicações, vantagens e limitações do process o MIG/MAG

O processo MIG/MAG, em função da possibilidade do destacamento da gota

metálica em diferentes níveis de correntes e modos de transferência (curto-circuito,

globular, goticular ou pulsado), viabiliza sua aplicação numa faixa ampla de

espessura, além de proporcionar condições para a soldagem em todas as

posições. A versatilidade do processo MIG/MAG, alavancado pelo crescimento

industrial, vem elevando sua participação no mercado de soldagem, desbancando

e contribuindo no declínio da soldagem com eletrodo revestido. Na realidade, é

8

observada a possibilidade de se medir o nível de industrialização de um país, ou

de uma determinada região, pelo grau de aplicação de processos convenientes à

automação, por exemplo:

Grã-Bretanha → Em 1988 a participação do MIG/MAG representava

56% do total de metal de solda depositado (Scotti, 1991).

Como vantagem do processo MIG/MAG pode-se enumerar as seguintes

características (Quites, 1979; Street, 1990; AWS, 1991; Sadler, 1999; Norrish,

1992; Wainer, 1992; Alcan, 1993; Machado, 1996):

Versatilidade de soldagem em todas as posições e possibilidade de

adaptação à automação;

Alta taxa de deposição devido a elevada densidade de corrente

possível de ser aplicada (300 A/mm2), o que corresponde até 10 vezes a

densidade empregada no eletrodo revestido;

Ampla faixa de aplicação em diferentes ligas e espessuras;

Possibilidade de elevadas velocidades de soldagem bem maiores que

outros processos como o eletrodo revestido (ER), que torna o processo

MIG/MAG o mais atrativo industrialmente;

Alimentação contínua do eletrodo nu, não formação de escória

(menor tempo de limpeza) e reduzido nível de hidrogênio aportado (na

ordem de 5 ml/100 g de metal).

Como limitações do processo pode-se enumerar (idem referência anterior):

Alta velocidade de resfriamento (ausência de escória) propiciando a

tendência ao surgimento de trincas;

Investimento inicial em equipamento mais alto, quando comparado ao

processo com eletrodo revestido (ER);

Problemas de operação em locais de difícil acesso (penetração do

bocal) e em ambientes com forte ventilação (deslocamento e contaminação

da coluna gasosa);

Difícil relação entre flexibilidade x requisitos metalúrgicos do arame

maciço;

9

Grande emissão de raios ultravioleta e produção de ozônio (em

função da baixa produção de fumos – os fumos servem de barreira a

emissão dos raios para a vizinhança do arco).

2.2.2 Equipamentos e consumíveis

Como esquematizado na figura 2.1, em termos de equipamento e

consumíveis, a seguinte configuração básica é empregada no processo MIG/MAG

(Barra, 1998):

Fonte de soldagem em corrente contínua (CC) ou em corrente

alternada (CA);

Sistema de alimentação do arame em conjunto com um tipo

específico de tocha de soldagem;

Sistema de arrefecimento da tocha, quando necessário;

Suprimento externo de gás ou misturas, devidamente acompanhado

de reguladores de pressão e vazão (fluxímetro);

Rolo de arame;

Sistema de movimentação da tocha na soldagem automatizada.

a) Fontes

O avanço da eletrônica (iniciado nos anos 60), representado através do

desenvolvimento de componentes eletrônicos do estado sólido (como os diodos

que viabilizam o controle, os tiristores SCR, os transistores IGBT e os sistemas de

memórias – EPROM, EEPROM e FLASH ROM, entre outros), em conjunto com o

avanço da informática (iniciada nos anos 80), representado aqui pela

disponibilidade de computadores (hardware ) e programas (software ) com

velocidade de processamento cada vez maior, possibilitaram o desenvolvimento de

fontes de soldagem eletrônicas com controle sobre a dinâmica de resposta

(flutuação da corrente, tensão e velocidade de alimentação do arame em função do

tempo). Tal controle viabiliza o melhoramento, o desenvolvimento e a inserção de

novas variantes na soldagem MIG/MAG, como (Dutra, 1995; Machado, 1996;

Altshuller, 1998; Ting, 2000):

Imposição de corrente pulsada com forma de onda próxima do

formato retangular (idealizada como quadrada);

10

Controle no processo de abertura do arco (avanço do arame ou nível

de corrente), crítico na soldagem do alumínio e suas ligas;

Controle da potência liberada no momento do curto-circuito, isto é,

redução do nível de salpicos através do controle do efeito indutivo

(simulação da indutância) ou do controle do patamar da corrente de curto-

circuito (Icc);

Pulsação de energia através do controle da freqüência de pulsação

(denominado de MIG/MAG Térmico ou pulsação térmica), como proposição

para a obtenção de melhoramentos metalúrgicos e controle sobre o

processo de deposição;

Soldagem MIG/MAG em CA.

No processo MIG/MAG existe a possibilidade do emprego de fontes

retificadoras (convencionais) ou de fontes eletrônicas, ambas podendo apresentar

duas características estáticas (tensão x corrente) ou curva corrente-tensão. A

característica do arco determinará qual o tipo de fonte a ser utilizada, ou seja,

característica estática do tipo tensão constante (ou plana) ou do tipo corrente

constante (ou tombante), conforme esquematizado na figura 2.2.

A tensão em vazio (V0 ou U0), também chamada de tensão de circuito

aberto, está situada na ordem de 70 V (com valor máximo normalizado de 100 V).

Em regime, este valor decresce para o patamar da tensão de soldagem (Us),

também chamado tensão do arco – 15 a 40 V.

A escolha pela aplicação de fontes do tipo tensão constante, figura 2.2(a),

recai no chamado controle interno, onde qualquer variação na distância entre o

bico de contato e a peça (DCP) provocará uma mudança no comprimento do arco

em relação a condição de equilíbrio (llll0), além de uma alteração na taxa de fusão

(alteração brusca na corrente de soldagem (Is) tendendo a manter o comprimento

do arco constante e em llll0 e, conseqüentemente, alterando a projeção do arame),

sem alteração na velocidade de alimentação do arame.

As vantagens de se utilizar fontes convencionais deste tipo são:

Prevenção de fusão do bico de contato;

Manutenção de llll0;

Facilidade na abertura do arco (para as fontes eletrônicas operando

em CC, o processo de abertura do arco – monitoração e variação nos

11

valores de Is e va, por exemplo – é realizado eletronicamente. Portanto, a

abertura do arco não se constitui um problema para estas fontes).

Como desvantagens deste tipo de característica estática pode-se destacar a

variação no aporte térmico, gerando perfis diferenciados na penetração e na zona

termicamente afetada (ZTA).

∆Ι1

∆Ι1

∆Ι2∆Ι2

∆V1

∆V1

∆v2

∆v2

Corrente (A) Corrente (A)

Tensão constante Corrente constante Tens

ão (

V)

Tens

ão (

V)

V0

V0

(a) (b)

ll

2

l2

l2

0

l0

l0

l1

l1

l1

Figura 2.2 – Característica estática da fonte x curva do arco. Adaptado de Barra (1998). Onde: (a) tensão constante e (b) corrente constante.

Quando se opta pela utilização de fontes convencionais com característica

estática do tipo corrente constante ou tombante, figura 2.2(b), o controle atuante na

manutenção de llll0 será o chamado controle externo. Neste modo de controle,

qualquer variação no valor de llll0 será detectado através da mudança de Us, que

servirá como referência à execução de um ajuste automático da velocidade de

alimentação do arame, melhor dizendo, a corrente de soldagem permanece

aproximadamente constante e o ajuste no valor de llll0 se dará pela flutuação da

velocidade de alimentação do arame (va).

As vantagens de se utilizar fontes deste tipo são:

Uniformidade no aporte térmico, possibilitando homogeneidade no

perfil de penetração e na ZTA.

12

Como desvantagens deste tipo de característica estática pode-se destacar a

variação no valor de llll0, a dificuldade no processo de abertura do arco, a

necessidade da utilização de sensores de tensão (rastreamento de llll0) e a

utilização de um alimentador de arame com melhor velocidade de resposta

(dinâmica).

A dificuldade na abertura do arco deriva da não elevação da corrente de

soldagem (Is), para valores na ordem da corrente de curto-circuito (Icc), no

momento em que o arame toca o metal de base. Como forma de facilitar a abertura

do arco emprega-se um alimentador que possibilite patamares variados de

velocidade de alimentação (slow-run-in ), em outras palavras, um avanço lento do

arame durante a formação do arco elétrico e, quando em regime, manutenção da

velocidade de alimentação do arame no valor de operação (Alcan, 1993). É

importante ressaltar que para as fontes eletrônicas o processo de abertura do arco

também pode ser realizado pelo controle da corrente de curto-circuito.

b) Sistema de alimentação de arame / tocha

Basicamente, existem duas configurações quanto a localização do

alimentador de arame, ou seja, alimentadores acoplados na fonte ou alimentadores

separados da fonte (unidade independente).

Como funções básicas do par alimentador/tocha podem-se enumerar:

Controle da velocidade de avanço do arame, objetivando

uniformidade no valor de llll0 (igualdade entre a taxa de fusão “Txf” e a taxa

de alimentação do arame “Txa”);

Transferência da corrente de soldagem para o arame o mais próximo

possível do arco (bico de contato);

Distribuir o gás de proteção de forma uniforme na região do arco

elétrico;

Permitir controle local das variáveis envolvidas (velocidade de

alimentação, vazão de gás e a abertura e o fechamento do circuito elétrico

de soldagem).

Quanto ao modo de alimentação do arame, tem-se a seguinte classificação

(Ryan, 1988; Altshuller, 1998):

13

Combinação alimentador/tocha do tipo empurra (push ), onde o arame

é empurrado do alimentador em direção à tocha de soldagem. Este sistema

apresenta problema quando da utilização de tocha longa e arame muito

dúteis, que pode enrolar (embolar) após a passagem pelos rolos de tração;

Combinação alimentador/tocha do tipo puxa (pull ) onde o arame é

puxado pelo alimentador situado na tocha, praticamente empurrando o

arame somente no bico de contato. Este sistema apresenta o inconveniente

de ser afetado pelo atrito entre o arame e o conduite;

Combinação alimentador/tocha do tipo empurra-puxa ou (push-pull ),

onde se uni-las características dos dois sistemas anteriores. Este sistema

permite a soldagem de materiais dúcteis em conjunto com uma tocha de

soldagem de grande comprimento (maior flexibilidade de operação para o

soldador).

c) Gás de proteção

O gás ou mistura gasosa de proteção se caracteriza como uma variável

crítica na operação de soldagem ao arco elétrico com proteção gasosa, afetando

as características de ionização e formação do arco elétrico, além de proteger o

metal fundido de reações de oxidação, da absorção de H2 e da formação de

nitretos. O tipo de mistura empregada irá, ainda, influenciar diretamente no modo

de transferência metálica (flutuação da corrente de transição It), na penetração da

solda (calor e forças gerados no arco), na geometria e no aspecto superficial do

cordão, nas características metalúrgicas do metal aportado, na velocidade de

soldagem (vs), na tendência à formação de mordeduras e na ação de limpeza.

No processo MIG/MAG a utilização de diferentes gases ou misturas irá

caracterizar o nível de atividade, reações metalúrgicas com a gota e com a poça de

fusão, a ser imposto na região do arco.

O valor de It, mantendo-se constantes as demais variáveis envolvidas, é

diretamente afetado pelo volume de CO2 empregado na mistura gasosa (com Ar,

por exemplo). De maneira geral, um aumento na participação de CO2 na mistura,

irá elevar o valor de It, podendo atingir um patamar deste parâmetro fora da faixa

de utilização prática.

Na prática é verificado que misturas de Ar com 5 a 10% de CO2 são

aplicáveis na soldagem em corrente pulsada, tanto do aço carbono como do aço

14

inoxidável. Contudo, teores de CO2 acima deste patamar poderão provocar

instabilidade no processo de pulsação, queima de elementos de liga ou

carbonetação da poça de fusão e a possibilidade de decréscimo na resistência à

corrosão de ligas inoxidáveis, sendo este decréscimo na resistência à corrosão

conhecida como sensitização (Machado, 1996; Modenesi, 1995; Barra, 1998;

Folkhard, 1988).

Com base no que foi colocado nos dois últimos parágrafos, é notada uma

certa incoerência no que se refere à exata definição (ou fronteira) entre o que seria

o processo MIG ou o MAG, levando em consideração o grau de atividade do gás

de proteção. Por um lado, existe uma linha de pensamento que foca sua atenção

no efeito da mistura sobre a estabilidade do arco, o aspecto superficial final do

depósito e o custo de operação e, por outro lado, existe uma vertente de

pensamento onde a preocupação recai no efeito metalúrgico da mistura sobre o

metal aportado. Assim, o mais coerente seria utilizar o nível de atividade, a partir

do qual a mistura gasosa começa a interferir na estrutura da liga selecionada, para

definir se o processo será MIG ou MAG.

O principal motivo da adição de gás ativo (O2, CO2 ou ambos) em ligas

ferrosas está atrelado ao fato deste promover um grande número de pontos

catódicos sobre a poça de fusão, um aumento na fluidez da poça, uma variação na

tensão superficial e intensificar o processo de ionização (Lyttle et al, 1990; AWS,

1991 e Machado, 1996).

Segundo Lyttle et al (1990), a adição de O2 até valores de 5% ao Ar melhora

a estabilidade do arco, reduz a altura do reforço e aumenta a faixa de operação no

modo goticular (spray), mas valores excessivos de O2 poderão aumentar a perda

de elemento de liga e gerar alguma deterioração nas propriedades mecânicas do

depósito. A AWS (1991) recomenda para o aço inoxidável a adição de 1 a 2% de

O2 ao Ar ou a utilização de uma mistura tripla contendo Ar, He e CO2 (AWS, 1991).

A escolha da mistura a ser utilizada, bem como o percentual de participação em

volume de cada componente, dependerá de uma avaliação prévia da relação custo

x benefício propiciada por cada condição.

A vazão de gás a ser empregada em uma determinada operação de

soldagem dependerá, inicialmente, da faixa de corrente a ser implementada.

Valores elevados de vazão podem significar aumento no custo final da obra em

face da perda do gás em excesso, da perda de calor do arco e da possibilidade de

15

contaminação da atmosfera do arco em face da elevação no efeito convectivo. Em

contrapartida, para reduzidas vazões poderá ocorrer o surgimento de porosidades,

a redução nas propriedades mecânica e arco elétrico criptante.

d) Arame

Na soldagem MIG/MAG, a seleção correta do metal de adição a ser

empregado na confecção do depósito também se caracteriza como um dos fatores

cruciais na qualidade final do metal aportado. A integridade do depósito e o custo

final dependem do metal de adição selecionado. Para tal, deve-se levar em

consideração fatores como:

Metal de base a ser soldado (requisitos de composição química);

Proteção gasosa a ser aplicada;

Taxa de deposição pretendida (função direta com a densidade de

corrente – A/mm2);

Dinâmica do equipamento e faixa de corrente;

Geometria e nível de penetração;

Espessura do metal de base;

Facilidade de transferência elétrica e resistência ao efeito da

atmosfera ambiente.

2.2.3 Parâmetros de soldagem e tópicos afins

A correta utilização do processo MIG/MAG dependerá do perfeito

entendimento de como as diversas variáveis envolvidas na operação de soldagem

podem influenciar na estabilidade do arco e na qualidade final do depósito. Neste

ponto do capítulo é feita uma breve explanação dos principais parâmetros de

soldagem e tópicos afins presentes na soldagem MIG/MAG, deixando-se uma

análise mais profunda para um tópico mais à frente, quando da abordagem do

processo de soldagem em corrente pulsada.

As principais influências dos parâmetros envolvidos na soldagem MIG/MAG

serão colocadas de maneira simples, conforme abaixo relacionadas (Quites, 1979;

Okumura, 1982; Ryan, 1988; AWS, 1992; Wainer, 1992; Costa, 1995; Machado,

1996; Dennis, 1997; Altshuller, 1998; Aichele, 2002).

16

a) Tensão de soldagem (U s)

A tensão de soldagem influencia no insumo de calor e apresenta uma

relação direta com o comprimento do arco e a largura do arco;

Qualitativamente, para uma mesma corrente, uma tensão baixa

provocará cordões mais estreitos e maior penetração, o oposto

acontecendo para tensões mais altas, além da ocorrência de salpicos

grosseiros;

De uma maneira geral, tensões baixas favorecem a transferência por

curto-circuito e em tensões mais altas haverá tendência à transferência no

modo goticular (spray);

Valores elevados de tensão podem propiciar o aparecimento de

porosidades, salpicos e mordedura. Para valores baixos poderá surgir

porosidades e sobreposição de metal na margem do cordão.

b) Corrente de soldagem (I s)

Quando alta irá Influenciar diretamente na geometria do cordão, no

volume da poça fundida, no incremento da taxa de fusão, na largura da ZTA

e na microestrutura do depósito (efeito sobre o aporte térmico);

Pode alterar o modo de transferência metálica;

Uma elevação na corrente de soldagem irá ocasionar um aumento na

rigidez do arco e reduzir o nível de salpicos minúsculos (mudança no modo

de transferência).

c) Velocidade de soldagem (v s)

Um aumento na velocidade de soldagem irá propiciar estreitamento

do cordão e uma elevação na penetração, num primeiro instante, e

diminuição desta em valores maiores;

Em velocidades muito altas poderá ocorrer o surgimento de

mordeduras (geometria irregular do cordão) e de trincas de solidificação;

O incremento na velocidade de soldagem, mantido os outros

parâmetros fixos, acarretará ainda uma redução no nível de distorção,

tamanho da ZTA e modificação na microestrutura do metal depositado.

17

Velocidades altas de soldagem, pelo efeito na taxa de resfriamento,

também acarretarão aumentos nos limites de ruptura e escoamento e uma

redução da elongação.

d) Ângulo de inclinação da tocha de soldagem (figur a 2.3)

A utilização de um ângulo de deslocamento (ou ataque) negativo,

compreendido entre 0 a 20° - já que seu valor depende da posição de

soldagem empregada, facilitará o processo de limpeza catódica (remoção

de óxido, crítico em metais como o alumínio e titânio, por exemplo). A

aplicação de ângulo negativo, apesar do fácil controle e facilidade na

operação, também provocará baixa penetração, acompanhada de um

cordão largo e chato e com reduzida incidência de salpicos;

Ângulopositivo

Ângulonegativo

Ângulo dedeslocamento ou ataque

Ângulo de trabalho

Direçãode soldagem

Direçãode soldagem

Metalde solda

Metal de base

Figura 2.3 – Ângulos de posicionamento da tocha.

O emprego do ângulo de deslocamento positivo (eletrodo à ré),

compreendido entre 0 a 20°, produz cordões com maior penetração e

reforço convexo, embora o controle da operação de soldagem se torne mais

difícil e o efeito da proteção do gás tende a diminuir, podendo gerar

porosidade;

Transversalmente à solda localiza-se o ângulo de trabalho,

compreendido normalmente entre 35 a 115° em relação a vertical, que

apresenta influência sobre a simetria do cordão. A seleção do valor do

ângulo de trabalho dependerá do tipo de junta e da posição de soldagem.

18

e) Distância entre o bico de contato e o metal de b ase (DCP)

A posição do bico de contato, figura 2.4, dependerá do modo de

transferência com o qual se deseja soldar. De uma maneira simples para a

soldagem no modo goticular o bico de contato deverá permanecer recuado

em relação ao bocal e, para a soldagem em curto-circuito, o bico de contato

deverá permanecer faceado ou projetado do bocal;

Valores excessivos de DCP poderão prejudicar a blindagem gasosa,

facilitar a oscilação do arame projetado, aumentar a incidência de salpicos e

porosidades e tornar o cordão irregular;

Metal de solda

Bico de contato

Bocal

DCP

Projeção doarame (stickout)

Gás de proteção

Metal de base

Figura 2.4 – Representação da distância contato peça e da projeção do arame (stickout ). Adaptado de Barra (1998).

Valores baixos de DCP poderão ocasionar penetração profunda,

reforços altos e cordões estreitos (pela redução no valor da tensão) e

aderência de salpicos no bocal;

Dois parâmetros estão implicitamente relacionados com o valor de

DCP, ou seja, o comprimento do arco (llll0) e a projeção do arame em relação

ao bico de contato (llll). Para materiais resistivos (como a aço, por exemplo),

um aumento em llll provoca um acréscimo sobre a taxa de fusão, em

decorrência da parcela de calor originada por efeito Joule (A.

.IR.I e22 lρρρρ==== ). O

valor real da projeção do arame dependerá do ponto de tomada de energia

no bico-arame e das condições de operação destes.

19

2.3 Modos de transferência metálica

Os modos de transferência metálica se caracterizam como sendo a forma

com que o metal líquido superaquecido (gota metálica) se transfere desde a ponta

do arame (eletrodo) até a poça de fusão. O modo pelo qual a gota irá se transferir,

em uma determinada condição de soldagem dependerá, entre outros, da

combinação dos seguintes fatores (AWS, 1991; Machado, 1996; Jones et al, 1998):

Tipo de gás de proteção e nível de vazão;

Tipo (CC, CA ou pulsada) e magnitude da corrente de soldagem

empregada;

Diâmetro e composição química do eletrodo;

Projeção do arame em relação ao bico de contato;

Tensão de soldagem;

Polaridade;

Pressão ambiente.

A estabilidade no modo de transferência é determina pelo balanço entre a

taxa de alimentação (Txa) e a taxa de fusão do eletrodo (Txf), como expressa pela

equação 2.1 (Amim, 1983; Allum et al, 1985; Norrish et al, 1988). Um desequilíbrio

no balanço poderá ocasionar curto-circuito ou o aumento excessivo do arco,

podendo desta forma vir a fundir o bico de contato (no caso da soldagem

MIG/MAG ou Arame tubular).

2xf I..I.T lββββ++++αααα==== (Eq. 2.1)

Onde: l → projeção do eletrodo em relação ao bico de contato (stickout ),

comprimento do arame realmente energizado;

I → corrente de soldagem;

α → constante que caracteriza as reações no ânodo e que apresenta

relação com o tipo de gás, tipo de eletrodo e polaridade empregada;

β → constante associada com o aquecimento resistivo do eletrodo.

Como forma de classificar os diversos modos de transferência metálica,

observados no processo de soldagem, o Instituto Internacional de Soldagem (IIW)

realizou a catalogação e classificação destes, baseado em estudos utilizando

20

fotografias de alta velocidade (Stenbacka e Persson, 1989). A tabela 2.1 apresenta

a classificação adotada pelo IIW e algumas inserções pertinentes (Stenbacka e

Persson, 1989; Machado, 1996; Vilarinho, 2000; Baixo, 1990) e a figura 2.5

esquematiza os principais modos de transferência.

Tabela 2.1 - Classificação dos modos de transferência metálica. Adaptado de

Okumura et al (1982).

Processo observado Força ou

mecanismo atuante

Curto-circuito MIG/MAG Tensão superficial e força eletromagnética

Ponte

Ponte sem interrupção

TIG e Plasma com vareta

Tensão superficial e força eletromagnética

(arame quente)

Projetado

MIG/MAG (corrente intermediária)

Em gotas

MIG/MAG (corrente baixa)

Instabilidade devido à constrição

eletromagnética

Contínua

MIG/MAG (corrente média)

Força eletromagnética

Goticular

(Spray)

Rotativa

MIG/MAG (corrente alta)

Instabilidade devido à deformação

eletromagnética

Vôo livre

Explosivo

MIG/MAG e ER

Vaporização do metal de adição ao passar

pelo arco

Curto-circuito Controlado

MIG/MAG

Controle na dinâmica de subida e descida da

corrente

Controlada

Pulsada

MIG

Imposição de diferentes níveis de corrente e

força eletromagnética

Guiado pelas paredes (fluxo)

Arco submerso

Química e eletromagnética

Modo

de

transferência

Protegida

por escória

Outros modos

Arco submerso, Arame tubular e

Eletroescória

Química e eletromagnética

PulsadoGoticular (Spray)

Curto-circuitoGlobular

Figura 2.5 - Representação esquemática dos principais modos de transferência.

21

2.3.1 Forças atuantes na transferência metálica

A teoria mais empregada na explicação dos mecanismos de transição entre

os diversos modos de transferência é a teoria do balanço estático de forças. Outras

teorias propõem explicações para o fenômeno, como a teoria da instabilidade

devido à constrição (efeito Pinch), a teoria da velocidade crítica e a teoria da força

do plasma (Pereira, 2000; Choi et al, 1998; Machado, 1996).

a) Teoria do equilíbrio das forças estáticas

Esta teoria leva em consideração a resultante das forças estáticas atuantes

sobre o destacamento da gota metálica, isto é, o quanto as forças estáticas de

destacamento excedem as forças estáticas de retenção (vide figura 2.6 e equação

2.2). Além disso, o fenômeno de destacamento da gota deverá ser considerado

como dependente do tempo. Kim and Eagar (1993), encontraram variações

menores que 10% entre os resultados teóricos e os experimentais, o que reforça o

uso desta teoria.

A condição necessária para o destacamento da gota metálica da ponta do

eletrodo até a poça de fusão, considerando a posição plana, é dada pela equação

2.2.

vagem FFFFF ++++>>>>++++++++ γγγγ (Eq. 2.2)

Onde: Fem → Força eletromagnética;

Fg → Força devido à aceleração da gravidade;

Fa → Força de arraste do plasma;

Fγ → Força devido à tensão superficial;

Fv → Força devido ao jato de vapor.

a.1) Força devido à aceleração da gravidade (F g)

A influência desta força sobre o destacamento da gota, a favor ou contra,

dependerá da posição de soldagem empregada na operação de deposição.

g.mF gg ==== (Eq. 2.3)

Onde: mg → massa da gota;

22

g → aceleração da gravidade.

Fa

Fg

Fv

rs

Fγ

Ra

Fem

Figura 2.6 – Balanço estático das forças atuantes na gota (Pereira, 2000).

a.2) Força eletromagnética ou de Lorentz (F em)

É a força resultante do campo magnético gerado pela passagem de

corrente através do arame, quando as linhas de corrente divergem na gota. Como

a força de Lorentz atua em ângulos retos com estas linhas de corrente, irá surgir

uma resultante tendendo a destacar a gota. A força eletromagnética é considerada

como a principal força atuante na formação e destacamento da gota na soldagem

MIG/MAG e que esta, também, poderá assumir valores negativos ou positivos,

dependendo do caminho do fluxo de corrente e dos valores de Ra e rs. Como

expresso pela equação 2.4, o valor da força eletromagnética pode ser determinada

através da integral do volume da gota (Pandey et al, 1995; Norrish and Richardson,

1998).

∫∫∫∫ ΦΦΦΦθθθθΛΛΛΛ==== dV),,r(GBJFem (Eq. 2.4)

Aplicando-se as devidas simplificações e assumindo que a corrente diverge

linearmente do arame sólido para a gota, chega-se a seguinte equação:

ππππµµµµ====

a

s2

0

Rr

ln4

I. Fem (5)

23

Onde: J → densidade de corrente;

B → campo magnético;

G(r, θ, Φ) → função geométrica dependente da forma da gota;

r, θ, Φ → coordenadas definidas arbitrariamente;

µ0 → .permeabilidade magnética do material;

I → corrente elétrica;

Ra → raio de entrada da corrente elétrica (eletrodo);

rs → raio de saída da corrente (gota).

a.3) Força de arraste do plasma (F a)

Esta força está ligada diretamente com a intensidade do fluxo de plasma no

interior do arco. Como expressa pela equação 2.6, o valor de Fa apresenta

dependência com a composição do gás, com o tamanho da gota (considerada

esférica) e com a velocidade do fluxo no interior do arco (Norrish et al, 1988; Kim et

al, 1993; Machado, 1996).

2

crvF a

2g

2p

a

πρπρπρπρ==== (Eq. 2.6)

Onde: ρ → densidade do gás;

vp → velocidade do jato de plasma;

rg → raio da gota imersa no plasma;

ca → coeficiente de arraste (dependente do número de Reynolds e, em

menor escala, da corrente).

a.4) Força devido à tensão superficial (F γγγγ)

Excetuando no modo de transferência por curto-circuito, esta força tende a

manter a gota presa na ponta do arame, sobrepondo-se à transferência da gota.

Fatores como a temperatura, a composição química e o formato da gota metálica e

o gás de proteção empregado, tornam difícil o cálculo da magnitude desta força

(Machado, 1996; Pereira, 2000).

24

asr2F πγπγπγπγ====γγγγ (Eq. 2.7)

Onde: γs → tensão superficial;

ra → raio do arame (pescoço), dependente do tempo.

a.5) Força devido ao jato de vapor (F v)

Esta força é produzida pela presença de vaporização da gota metálica, no

contato desta com a raiz do arco, em altas correntes de soldagem. A aceleração

térmica das partículas de vapor no interior do arco plasma provoca uma força que

se opõe ao destacamento da gota (Pereira, 2000).

vv

IJmF

ρρρρ====

••••

(Eq. 2.8)

Onde: •m → massa total vaporizada por segundo e por ampère

ρv → densidade do vapor

I → corrente de soldagem

J → densidade de corrente

b) Modos de transferência metálica

Como já citado anteriormente, existem diversas classificações quanto ao

modo de como a gota metálica se destaca da ponta do arame até a poça de fusão.

Como o objetivo deste trabalho é fazer uma abordagem mais centrada sobre o

modo de transferência controlada (corrente pulsada e mais especificamente sobre

a pulsação térmica – considerada aqui como uma variante do modo pulsado), será

feita uma explanação partindo diretamente do modo goticular (spray) e

direcionando as atenções sobre as peculiaridades da soldagem em corrente

pulsada.

O acompanhamento e/ou documentação dos diversos modos de

transferência metálica podem ser normalmente realizados com o uso de

oscilogramas (evolução dos sinais de I, U e va em função do tempo), do processo

de filmagem em alta velocidade da região do arco (shadowgrafia) ou através da

combinação destas duas técnicas.

25

Vilarinho (2000) comenta que o estudo da transferência metálica por meio

da visualização das gotas transferidas do eletrodo para a poça de fusão necessita

de um aparato que permita a visualização de quantidades mínimas de metal líquido

viajando a uma alta velocidade no interior do arco (alta velocidade de aquisição de

quadros por segundo).

A visualização torna-se possível com o emprego da técnica que consiste em

registrar a imagem dos mecanismos de transferência metálica no arco elétrico, por

meio de filmagem numa velocidade que varia entre 1000 a 14000 quadros por

segundo, denominada de filmagem com câmaras de alta velocidade

(Shadowgrafia) (Jones et al, 1998; Pereira, 2000; Balsame et al, 2000). A figura 2.7

esquematiza a técnica de filmagem da região do arco.

Fonte de luz (laser)

Lente divergente

Lente convergente

Arco desoldagem

Filtropassa-banda

Lente da câmerade alta velocidade

Imagem obtida

Figura 2.7 – Descrição da técnica de shadowgrafia. Extraído de Bálsamo et al

(2000).

Basicamente, a imagem obtida após o filtro passa-banda é projetada na

lente da câmera. A luz do laser, através de uma filtragem seletiva, possibilita a

formação da sombra da tocha, do arame, da gota metálica, do cordão de solda e

da chapa, sobre um fundo vermelho (Baixo e Dutra, 1989; Vilarinho, 2000).

As imagens obtidas permitem identificar o modo de transferência metálica

presente e se o arco elétrico encontra-se estável. Porém, diferentemente dos

oscilogramas de I e U, o processo de filmagem não permite dizer em que momento

exato um determinado fenômeno ocorreu. Assim, para unir as vantagens presentes

nos oscilogramas e na filmagem em alta velocidade, foi implementada mais

recentemente a sincronização entre os sinais de tensão e corrente com as imagens

documentadas (Scotti et al, 1998; Vilarinho 2000).

26

b.1) Modo de transferência goticular ( pulverização axial ou spray )

Este modo de transferência metálica é caracterizado pela aplicação de uma

corrente de soldagem acima do patamar denominado de corrente de transição (It),

isto é, valores acima da corrente que delimita a fronteira entre o modo curto-circuito

e o modo goticular. Para uma va fixa, ao se aproximar da corrente de transição, em

proteção gasosa rica em argônio, por meio da elevação contínua da corrente de

soldagem, observa-se que as dimensões das gotas transferidas são reduzidas e a

quantidade de gotas destacadas é acrescida.

É importante salientar que o valor da corrente de transição tende a se elevar

com o aumento do teor de gás ativo (percentual de CO2, por exemplo) e da tensão

superficial. Entretanto, o valor de It será reduzido com a diminuição do diâmetro do

arame e/ou com o aumento da projeção deste em relação ao bico de contato

(AWS, 1991).

O modo goticular (spray) ocorre em elevadas densidades de corrente e nível

de tesão (na faixa de 24 a 40 V) e o diâmetro da gota transferida é relativamente

menor que o diâmetro do eletrodo. As gotas geradas são axialmente impulsionadas

em direção a poça de fusão (Wainer, 1992).

Scotti (1998) cita que na realidade existe uma zona onde é verificado um

misto entre os modos globular e goticular. Nesta região, ocorrem períodos de

destacamento de gotas grandes, seguidos de períodos apresentando um elevado

número de gotinhas.

Um aumento ainda maior na corrente de soldagem poderá ocasionar a

mudança de goticular axial para o goticular rotacional, tornando a transferência

bastante instável, mas, ao mesmo tempo, possibilitando um sensível incremento na

taxa de fusão do eletrodo.

b.2) Transferência controlada ( corrente pulsada )

A primeira citação da utilização do modo pulsado no processo GMAW foi

descrita por Needham em 1962 e, em 1963, o processo foi utilizado na soldagem

do alumínio. Contudo, naquele período havia o inconveniente da disponibilidade,

apenas, de equipamentos que permitiam modulações da corrente com onda na

forma senoidal e freqüência atrelada ao sinal da rede, viabilizando somente a

geração de pulsos com múltiplos ou submúltiplos deste sinal – 50/60 Hz ou

27

100/120 Hz (Street, 1990; Alcan 1993). O resultado desta limitação era a

instabilidade no processo de transferência metálica, para determinados valores de

velocidade de alimentação do arame (va), ou seja, a impossibilidade na

manutenção da condição UGPP (uma gota por pulso).

O termo “controlado”, para o modo pulsado, refere-se ao fato da imposição

de condições na maneira como a gota irá ser transferida da ponta do arame até a

poça de fusão ou, em outras palavras, o tamanho (dimensão em relação diâmetro

do eletrodo) e o tempo entre as emissões de gotas sucessivas (ou a freqüência de

destacamento F) podem ser previamente impostos pelo operador, vide figura 2.8.

F = 1/T = 1/(t +t )p b

Ib

Im

It

Ip

Cor

rent

e (A

)

Tempo (ms)

Figura 2.8 – Representação do processo de transferência no modo pulsado.

Resumidamente, o modo pulsado pode ser descrito como sendo um modo

goticular (spray) controlado, onde as gotas metálicas são formadas e destacadas

através de pulsos de corrente aproximadamente simétricos (ondas quase

retangulares), ou seja, uma variação (modulação) controlada da corrente no tempo,

com freqüência e amplitudes pré-estabelecidas.

Como vantagens em se transferir a gota por este modo pode ser feita a

seguinte relação (Quites, 1979; Amim, 1983; Street, 1990; Scotti, 1991; Norrish,

1992; Sadler, 1999):

28

Transferência goticular (spray) em corrente média inferior a corrente de

transição;

Redução ou eliminação na incidência de salpicos e redução na geração

de fumos;

Redução no limite mínimo de espessura possível a ser soldado (redução

no valor da corrente média “Im” imposta, em relação a condição similar em

CC);

Velocidade de soldagem maior que no modo curto-circuito;

Possibilidade de soldagem em todas as posições;

Comparado com MIG/MAG convencional, o modo pulsado proporciona

um cordão estreito e uma penetração profunda e uniforme (Street, 1990).

Contudo, esta consideração é rebatida por Kin et al (1993). Neste trabalho, os

autores relatam a observação de cordões com uma penetração pouco

profunda, durante a soldagem com corrente pulsada. Estas considerações

demonstram que a geometria final do cordão dependerá do procedimento de

soldagem adotado para cada condição (vs, ângulo da tocha, projeção do

arame, mistura gasosa, etc..)

Como desvantagens do processo, pode-se enumerar (Street, 1990; Norrish,

1992; Paula et al, 1996):

Necessidade de mão-de-obra mais qualificada, em face à complexidade

na seleção dos parâmetros de soldagem;

Fontes de soldagens com maior nível tecnológico (melhor dinâmica de

resposta), que recai em maior custo do equipamento;

Para iguais valores de potência, não levando em conta o efeito da

mistura gasosa e a perda por salpicos, a efetividade na produtividade do

método não é superior ao obtido no modo curto-circuito. Portanto sendo a

seleção do modo de transferência uma função da conveniência da operação

desejada;

Maior geração de ozônio quando comparado com o modo convencional.

Esta diferença é proporcionada pelo reduzido período na fase de pulso,

seguida por um “resfriamento” na fase de base, propiciar uma reduzida

geração de fumos e, consequentemente, possibilitando uma maior emissão

de raios ultravioleta e a produção de ozônio na vizinhança ao arco.

29

No modo pulsado emprega-se a imposição de dois patamares de corrente em

tempos distintos e previamente definidos (vide a figura 2.8). O primeiro patamar de

corrente, abaixo da transição, denominado de corrente de base (Ib) é associado a

um tempo de permanência denominado de tempo de base (tb), cuja função desse

primeiro par é a manutenção do arco elétrico, limpeza catódica e aquecimento do

eletrodo por efeito Joule. O segundo patamar de corrente, situado acima da

corrente de transição, denominado de corrente de pulso (Ip) é associado a um

tempo de permanência identificado de tempo de pulso (tp), neste caso a função

desse último par é destacar e projetar uma única gota em direção à poça de fusão,

isto é, aplicação de altíssimas forças eletromagnéticas em curtíssimos espaços de

tempo (Amim, 1983; Street, 1990; Norrish, 1992; Subramaniam, 1998).

Neste caso, a tensão de soldagem, pelo fato da imposição de corrente no

pulso convencional, ficará na pendência do formato da onda de pulso aplicado,

excetuando a soldagem no modo misto (onde há imposição do controle da corrente

e da tensão em pontos diferentes da onda).

Corrente (A)Corrente (A)

Tens

ão (

V)

Tens

ão (

V)

Pulso Pulso

BaseBase

( ) (d)C

l0 l0

Corrente (A) Corrente (A)

Tens

ão (

V)

Tens

ão (

V)

Pulso

PulsoBase

Base

(a) (b)

l0 l0

Figura 2.9 – Características estáticas possíveis de serem empregadas no modo pulsado. Adaptado de Dutra et al (1992).

30

As características estáticas possíveis de serem empregadas no modo

pulsado são apresentadas na figura 2.9 (Dutra et al, 1992). No item (a) há

imposição de tensão tanto no pulso quanto na base. No item (b), correspondente

ao modo convencional de pulsação, há imposição de corrente tanto no pulso

quanto na base. Para o item (c) há uma combinação com a imposição de tensão

no pulso e corrente na base, combinação conhecida como modo misto. No último

caso, item (d), há também uma combinação, impondo-se corrente no pulso e

tensão na base.

b.2.1) Critérios para a estabilidade no modo pulsad o

A correta seleção do pacote operacional ótimo (Ib, tb, Ip e tp) tem se tornado

o principal entrave da aplicação do modo pulsado quando comparado a relativa

facilidade de regulagem na soldagem convencional (comando de tensão). A

dificuldade pode ser explicada pela característica do modo pulsado ser estável

somente se o pacote selecionado estiver localizado dentro de uma determinada

região denominada de “região ótima” (vide figura 2.10). Fatores como o tipo de

onda de pulso (retangular, trapezoidal ou exponencial) e a dinâmica da fonte e do

sistema de alimentação do arame se caracterizam como pontos críticos no êxito

deste modo de transferência controlada.

I .t = Dp p

It

tp

Ip

Região “ótima”

a

Uma gota por pulsoDestacamentos múltiplos

Destacamento na base

Gota muito grande comdestacamento independente do pulso

Figura 2.10 – Condições de transferência em função dos valores de Ip e tp selecionados. Adaptado de Ueguri et al (1985).

31

Para que o pacote a ser empregado garanta um processo de transferência

metálica estável são necessárias que sejam satisfeitas três premissas (condições):

1a Igualdade entre a taxa de alimentação (Txa) – wire feed rate – a taxa

de fusão (Txf) do arame – burn off rate ;

2a Destacamento de apenas uma gota por pulso e com diâmetro

aproximadamente igual ao do eletrodo;

3a A corrente de base deverá ter um valor necessário à manutenção do

arco.

1a Balanço entre a taxa de fusão (T xf) e a taxa de alimentação (T xa)

O primeiro critério a ser atendido quando da soldagem em corrente pulsada

é o balanço entre taxa de fusão do arame (Txf) e a taxa como este está sendo

alimentado (Txa). Um desbalanceamento desta condição poderá acarretar uma

redução no comprimento do arco (llll0) e o surgimento de curto-circuito, quando Txf <

Txa. Para Txf > Txa, ocorrerá um aumento no comprimento do arco (llll0) e a

possibilidade de queima do bico de contato.

Uma maneira de representar a potência elétrica no arco é aquela

empregando a discretização através de um conjunto de resistores (analogia com

um circuito elétrico). As parcelas que efetivamente produzem geração de calor no

consumo do arame, Pc, são representadas pelas quedas de tensão no eletrodo Vel

(efeito Joule) e na região anódica Ván (reações existentes nessa região), como

apresentado na figura 2.11 e na equação 2.9 (Wainer, 1992; Adolfsson et al, 1996;

Vilarinho, 2000).

+

-

Rarco

Rcátodo

Rânodo

Com

prim

ent

o

Queda de tensãoUeletrodo Uânodo Uarco Ucátodo

Reletrodo

I

Figura 2.11 – Representação do arco como um conjunto de resistores. Adaptado de Wainer (1992) e Vilarinho (2000).

32

I.VI.VP ânelc ∆∆∆∆++++∆∆∆∆==== (Eq. 2.9)

Como IRVel .= , tem-se:

I.VI.RP ân2

elc ∆∆∆∆++++==== (Eq. 2.10)

Fazendo-se uma renomeação dos termos (∆∆∆∆Vân →→→→ αααα e Rel →→→→ ββββ.l l l l - já

descritas anteriormente) e levando em consideração que a transferência se dá no

modo pulsado (equação 2.11), chega-se a modelagem representada pela equação

2.12 (Allum, 1983; Richardson et al, 1994):

∫∫∫∫====−−−−

T

0xfpxf dt)t(TT (Eq. 2.11)

2eccxfpxf I).x1.(x..TT −−−−ββββ++++==== −−−−−−−− l (Eq. 2.12)

Onde: Txf-p → taxa de fusão no modo pulsado;

Txf-cc → taxa de fusão equivalente em corrente contínua;

x → fração de duração do pico (x = tp.F, onde F é a freqüência de pulsação);

Ie → excesso de corrente (Ie = Ip – Ib).

Como Txf-cc é função da corrente média (equação 2.13) e para o modo

pulsado o valor da corrente média (Im) é representado pela equação 2.14 (supondo

uma onda retangular), chega-se na equação 2.15.

2

mmccxf I..I.T lββββ++++αααα====−−−− (Eq. 2.13)

bp

bbppm tt

t.It.II

++++++++

==== (Eq. 2.14)

33

++++−−−−

++++ββββ++++αααα====−−−− )tt(

t.t.)II(I..I.T

bp

bp2

bp2mmpxf l (Eq. 2.15)

A equação 2.15 é um modelo não linear baseado na forma de onda

retangular. Nesta, o termo (Ip - Ib) representa uma parcela significativa no valor final

de Txf-p e, quando em baixas correntes médias, este termo pode gerar um aumento

de até 50% em Txf-p (Richardson et al, 1994; Vilarinho, 2000). Uma maneira

simplista de representar esta equação é através da consideração de que o

segundo termo da função seja considerado como uma constante, isto é,

tetanconsI.T mpxf ++++αααα====−−−− . Onde αααα é o coeficiente angular da reta e a “constante” é

a interseção da reta com o eixo da velocidade de alimentação do arame (vide

figura 2.12).

T = T = v = .Im + constantexf xa a

Vel

o cid

ade

de a

l imen

taçã

o do

ara

me

(m/m

in)

Corrente (A)

α

α

Figura 2.12 – Relação simplificada entre a taxa de fusão (Txf ) e a taxa de alimentação (Txa).

Santos (2000), aplicando regressão linear nos pontos (pares) I x va,

equação 2.15 simplificada, observou que assumindo a consideração de que a reta

intercepta a origem (constante igual a zero) recairá numa co-relação (R2) de 0,98,

enquanto que para a não fixação do valor desta constante a co-relação se elevará

para 0,99.

Assumindo a consideração de que Ip2.tp >>> Ib2.tb chega-se finalmente a

equação da taxa de fusão no modo pulsado (equação 2.16).

34

bp

p2

pmpxf tt

t.I..I.T

++++ββββ++++αααα====−−−− l (Eq. 2.16)

Nesta equação o termo Ip2.tp é definido como constante de destacamento

(D). O valor da constante D, obtido através de ensaio, é função do material e do

diâmetro do arame e do tipo de gás de proteção. Experimentalmente, é verificado

que o valor do expoente em “Ip2”, na realidade, oscila entre 1 a 2,3 (Amim, 1983;

Santos, 1986; Kim et al, 1993; Paula, 1996).

Como a condição exigida é a de que exista um equilíbrio entre a taxa de

fusão (Txf-p ) e a taxa de alimentação (Txa-p), em outras palavras, o fluxo de massa

do arame sendo alimentado (•m a) deverá ser igual ao fluxo de massa da gota

sendo transferido (•m g), durante um período de pulsação (vide figura 2.13 e

equação 2.17).

va

da

dg

Superfíciede controle

ma

mg

.

.

Figura 2.13 – Condição de equilíbrio entre a taxa de alimentação e a taxa de fusão.

agpxapxf mmTT••••••••

−−−−−−−− ============ (Eq. 2.17)

)tt.(.v.r.3

.r..4bpaaa

2a

g3

g ++++ρρρρππππ====ρρρρππππ

35

a2

a

gpb

v.d.

V.240ttT

ππππ====++++==== (Eq. 2.18)

Onde: ρg e ρa → densidades da gota e do arame, que para simplificação são

consideradas iguais;

•m g e

•m a → fluxos de massa para o eletrodo e para a gota,

respectivamente;

dg e da → diâmetros da gota e do arame, respectivamente;

va → velocidade de alimentação do arame.

2a Destacamento de apenas uma gota por pulso (UGPP)

O processo de pulsação deverá garantir que a transferência de apenas uma

gota seja executada no final da fase de pulso e, preferencialmente, com diâmetro

igual ao do eletrodo (vide novamente a figura 2.10).

t1

(a) (b)

t1t2 t2t3 t3

Figura 2.14 – Condições de transferência: (a) grande tempo de destacamento provocando mais de uma projeção e (b) influência do tempo de pulso na forma de

projeção da gota. Adaptado de Alcan (1993).

36

Alcan (1993) cita que caso a gota seja transferida no início do pulso haverá

tendência de um novo destacamento, ainda neste pulso, com menor diâmetro e

maior aceleração, gerando dificuldade de controle do processo de transferência e o

surgimento de salpicos (vide figura 2.14(a)). Contudo, há uma certa controvérsia a

respeito do melhor momento para que a gota seja transferida, ou seja, Nixon and

Norrish (1988), Alcan (1993) e Subramaniam (1996) sugerem como sendo a fase

de base o melhor momento para a projeção da gota (menor energia e estabilidade

no toque gota-poça) e justificam esta consideração no fato de que uma vez iniciada

a transferência, no pulso, esta se tornará irreversível mesmo na fase de base (vide

figura 2.14(b)).

Como a fase de base tem pouca influência sobre o destacamento da gota

pode-se garantir o critério de UGPP através da equação hiperbólica Ipa.tp ≥≥≥≥ D

(Amim, 1983; Ueguri, 1985; Norrish, 1988; Machado, 1996). Esta equação

delimitará a região ótima para o processo de destacamento e qualquer outro par de

Ip e tp que não se localizar dentro desta região irá provocar a instabilidade na

transferência metálica (vide novamente a figura 2.10).

A determinação do valor de D acarreta uma simplificação na solução da

equação 2.16. Neste caso, a mesma passa de um comportamento não linear para

um comportamento linear.

O valor de D, como já discutido previamente poderá ser estabelecido

experimentalmente através de diferentes técnicas, como:

Utilização de osciloscópio

Esta técnica se caracteriza pela relativa facilidade de manipulação no

processo de visualização em tempo real do comportamento das ondas de corrente

e tensão.

A metodologia basicamente pode ser descrita pelos seguintes passos

(Amim, 1983; Norrish et al, 1988; Dutra, 1989; Alcan, 1993; Santos, 2000):

a) Utilizando imposição de tensão (MIG convencional) determinar a

corrente de transição através do momento onde o sinal de corrente tende a

estabilizar numa reta e do acompanhamento visual da região do arco.

Refinamento, posterior, deste valor pela imposição de corrente, verificando-se

quando o sinal de tensão tende a apresentar picos de destacamentos

simétricos (ripples) e igualmente espaçados (vide figura 2.15);

37

b) Selecionar um par Ib x tb que mantenha a estabilidade do arco na

fase de base;

c) Partindo-se do valor de transição determinado, fazer seguidos

incrementos nos valores de Ip e tp (25 em 25 A e 0,5 em 0,5 ms, por

exemplo);

d) Variar a velocidade de alimentação do arame como forma de

controlar o comprimento do arco (Im = αααα.vaa + constante ). Onde αααα

(denominado de fator de fusão) é o coeficiente de inclinação da reta (Im x va);

e) Verificar o momento do destacamento de UGPP. O momento exato

onde a gota se destaca pode ser identificada pela presença de um “pico”,

perturbação no sinal de tensão (≈ 0,5 V) devido ao empescoçamento da gota,

vide figura 2.15. Entretanto, todo o cuidado deve ser tomado quanto ao

conhecimento do nível de ruído gerado pela fonte de soldagem, objetivando

não recair no mascaramento do sinal do osciloscópio;

Tempo (ms)

Volume modal

Tempo modal

Cor

rent

e (A

)Te

nsão

(V

)

Tempo (ms)

Perturbação ( 0,5 V)indicando destacamento

Modo goticular (spray)

It

~~

Is

Figura 2.15 – Representação dos oscilogramas mostrando as características do processo de destacamento.

f) O valor de a é obtido pela inversão dos eixos Ip e tp e pela

logaritmização da curva obtida dos vários pares de Ip e tp, na condição de

uma gota por pulso, vide figura 2.16(a).

Tempo e volume modal

Outra maneira experimental de se encontrar o valor de D é através dos

valores dos tempos modais (Tm) e volumes modais (Vm), vide figura 2.16. Para um

38

valor de va, através do oscilograma de tensão, verifica-se qual o tempo que mais

se repete entre os picos (ripples ), isto é, plota-se um histograma do tempo de

destacamento e suas freqüências de aparecimento. O valor que mais se repetir

será considerado com o valor de Tm, figura 2.16(b). Supondo-se o valor do período

de pulsação (T) seja igual ao Tm na equação 2.18, obtem-se o valor de Vm. Deve-

se observar qual o valor de Tm e a corrente de soldagem com os quais se

determina um valor Vm correspondente aquele de uma gota esférica com um

diâmetro equivalente ao do eletrodo (condição exigida para o modo pulsado).

Com o valor da corrente e do tempo modal que satisfaçam a condição,

acima citada, chega-se ao valor de D (o valor de a segue a metodologia

anteriormente descrita).

Tm

Tempo de destacamento da gota

Volume modal

Aço carbono

Eixos com escala linear

Eixos com escala logarítmica

a = log (I 2/I 1) p p

log (t t ) p1/ p2

Alumínio

Per

cent

ual d

e oc

o rrê

ncia

Iptp

tp2

tp1

tp

IpIp1 Ip2

(a) (b)

Figura 2.16 – (a) procedimento para a determinação de a e (b) Histograma mostrando a distribuição dos tempos de destacamento.

3a Manutenção do arco na fase de base

Como a corrente de base e o tempo de base apresentam pouca influência

sobre o destacamento da gota há, nesta fase, a preocupação de que estes

apresentem valores que garantam a manutenção do arco elétrico entre pulsos

sucessivos e, ao mesmo tempo, o aquecimento resistivo do eletrodo e a limpeza

catódica.

Alguns autores (Amim, 1983; Nixon et al, 1988; Wainer, 1992) sugerem os

seguintes limites:

39

Ib ≥≥≥≥ 20(*) a 25 A

(*) Experimentos realizados no LABSOLDA/UFSC demonstram a possibilidade de

utilizar corrente de base na ordem de 15 A.

tb < 30 ms

É necessário todo o cuidado na utilização de freqüências de pulsação

menores que 20 – 30 Hz, que correspondem a valores altos de tb, já que nesta

faixa ocorrerá intermitência do arco fatigante para o soldador e podendo, com isso,

provocar uma reação epilética no operário.

b.2.2) Efeito dos parâmetros de pulsação sobre a es tabilidade do arco

elétrico

Para um melhor entendimento do comportamento do arco elétrico sob o

efeito da variação de um ou mais dos parâmetros envolvidos na soldagem em

corrente pulsada, é necessário que se faça a seguinte consideração:

Influências de I p, tp, Ib e tb

Há uma certa contradição quanto ao papel de Ib e tb sobre o destacamento

da gota. Por exemplo, Subramaniam (1996) coloca em xeque o papel de Ip e tp

como os únicos responsáveis no processo destacamento da gota, ou seja, não é

possível atingir a UGPP ajustando-se apenas os parâmetros de pulso. Esta

consideração do autor é verificada experimentalmente, em parte, quando há uma

variação considerável na projeção do arame (llll), para materiais com alta

resistividade (efeito Joule), e a manutenção nos valores de Ip e tp; nesta condição

poderá ocorrer o destacamento de mais de uma gota por pulso (como será

discutido com mais detalhe no capítulo V).

Scotti (1991) cita que, para uma determinada corrente média, o máximo

consumo do eletrodo é atingido para a condição tp = tb, isto é, para a fração de

duração do pico “x” igual a 0,5. Rajasekaren et al (1998) descrevem que a melhor

condição de uniformidade no comprimento do arco (llll0) e de destacamento é obtida

para Ip alto e tp baixo, com gota destacada na base.

40

Street (1990) descreve que o efeito de tp sobre a penetração é significativo.

Valores pequenos de tp produzem cordões com baixa penetração e para valores

elevados de tp o cordão apresenta penetração elevada. Além disso, há uma

proporcionalidade entre o valor de tp e o nível de ozônio gerado.

Kim and Eagar (1993), relatam que o incremento no valor de IP acarreta um

aumento na região “ótima” de UGPP (vide novamente a figura 2.11). No mesmo

trabalho, os autores mostram que se o fator de trabalho (FT = x.100%) aumenta,

haverá também uma expansão em UGPP (diminuição do Vg) devido à formação de

um cone na ponta do eletrodo (elongação da interface gota/arame). Subramaniam

(1996), descreve que um aumento no fator de trabalho tende a aumentar a largura

do cordão, que Ip e tp têm maior influência no destacamento em altas freqüências

de pulsação (400 Hz) e que Ib e tb influem no destacamento quando soldando em

baixas freqüências (150 a 225 Hz).

Outros fatores influentes na pulsação

Matsuda et al (1983) propõem a utilização do modo pulsado, empregando

CO2 puro, como forma de controlar o nível de energia imposta no momento do

curto-circuito e, por conseqüência, a redução no nível de salpicos. Contudo, o fato

da utilização de CO2 puro como gás de proteção irá comprometer as condições ou

premissas necessárias à estabilidade no modo pulsado, ou seja:

Será preciso o emprego de fonte de soldagem com elevada corrente de

saída, para que se possa sobrepor a nova corrente de transição gerada;

Em função do curto-circuito, haverá extinção do arco na fase de pulso;

Não haverá projeção de uma gota por pulso e com diâmetro aproximado

ao de eletrodo.

Por este enfoque, a forma de imposição de corrente empregada não

necessariamente caracteriza o modo transferência pulsado como se convenciona

para o processo MIG/MAG (um goticular controlado na condição UGPP) e, por

tanto, o mais coerente é dizer que se trata do modo pulsado para controle do nível

de energia durante o curto-circuito. Atualmente, pesquisa neste campo está sendo

realizada no LABSOLDA/UFSC com o intuito de determinar a melhor forma de

onda de corrente a ser utilizada, levando em consideração os aspectos de

41

estabilidade do processo, assim como a possibilidade de se controlar também a

tensão.

Outro ponto importante é que a forma como a fonte de soldagem responde

(dinâmica ou taxa de resposta – dI/dt ) a uma mudança no sinal de saída

(variações na corrente imposta durante o processo de pulsação, por exemplo) será

um importante diferencial entre um processo de soldagem estável ou não. Com o

avanço da eletrônica e da informática foi possível agregar componentes eletrônicos

do estado sólido e softwares que viabilizam um controle mais apurado sobre a

resposta da fonte, quando submetida a uma mudança repentina do sinal. Este

avanço pode ser observado no salto tecnológico obtido nestes últimos anos com

respeito à forma de controle da onda de corrente (Yamamoto, 1998).

Ainda com relação à taxa de resposta da fonte (dI/dt ), pode se dizer que a

mesma apresenta influência sobre a forma de onda (real) e, conseqüentemente,

sobre a taxa de fusão do eletrodo e a estabilidade do arco. Não adiantaria de nada

a implementação de um sistema de controle eletrônico com resposta, na

comutação dI/dt , na ordem de microssegundo (µs), se a resposta do sistema de

potência estiver muito aquém do solicitado para o processo (na ordem de

milisegundo - algo em torno de 600 A/ms, por exemplo). Este efeito pode ser

pronunciado se o valor da corrente de pulso (Ip) for muito alto e o seu tempo de

duração (tp) relativamente curto.

Vilarinho (2000) comenta que a forma final da onda, apresentada por uma

determinada fonte de soldagem, poderá variar em função da dinâmica de resposta

disponibilizada pelo equipamento (veja figura 2.17).

tb tb tb tbtp

= = =

Ib

Ip

Ripple

Pot4

Pot - potência da ondaPot Pot Pot Pot1 2 3 4

Pot3Pot2Pot1

tp tp tp

/ / /

Figura 2.17 – Representação esquemática das possíveis formas de ondas (taxa de resposta dI/dt ) impostas por diferentes equipamentos (Vilarinho, 2000).

42

O formato da onda de corrente, disponibilizado pelo equipamento, deverá

ser levado em consideração quando for executado o cálculo dos parâmetros de

pulsação. Basicamente, as formas de onda podem ser representadas por três

diferentes categorias, isto é, ondas retangulares, trapezoidais e exponenciais. Em

face da dinâmica da fonte as ondas trapezoidais são as que melhor representam o

processo de pulsação (Richardson, 1994).

Farson et al (1998) e Santos (2000) relatam que o processo de abertura do

arco elétrico, principalmente na soldagem do alumínio em corrente pulsada, é um

fator crítico. A geometria da ponta do arame é colocada como um fator

determinante nas condições de abertura do arco, onde se verificou que uma ponta

arredondada propiciou a pior condição (maior área de contato com o metal de

base). Além disso, também a altura do arco, após o processo de abertura, é

influenciada pela geometria da ponta. Ponta com um ângulo definido (apontada)

facilita a abertura e ainda permite que o arco cresça a partir deste ponto.

Farson et al (1998), Alcan (1993) e Santos (2000), apresentam o nível de

corrente e a velocidade de aproximação do eletrodo como sendo outros fatores

que influenciam na abertura do arco, podendo ocasionar a fragmentação do arame

(fusão do arame no ponto médio da projeção), figura 2.18. Uma solução para este

problema seria a implementação do controle destas variáveis, em níveis aceitáveis,

até o perfeito estabelecimento do arco.

Richardson et al (1994), estudando o efeito da dinâmica da fonte (velocidade

de subida da corrente) sobre a taxa de fusão na soldagem pulsada, concluem que

para fontes com velocidades de resposta mais rápidas o tamanho da gota

transferida é menor em face do choque físico gerado por dI/dt na coluna do arco.

Local de abertura brusca do arco

l

Figura 2.18 – Fragmentação do eletrodo durante a abertura do arco, decorrente da imposição de um nível alto de I e da va (abertura na região intermediária de llll).

Adaptado de Santos (2000).

43

Heald et al (1994), avaliaram o efeito que o valor da distância entre o bico de

contato e a poça de fusão (DCP) pode acarretar sobre a taxa de fusão, em face da

variação no valor de llll (efeito Joule). O trabalho conclui que o aumento na projeção

do arame, por um lado, provoca um aquecimento no eletrodo e, por outro lado,

uma redução na corrente do circuito, com influência significativa na redução da

potência.

Yamamoto et al (1998) relatam que na soldagem do alumínio não é possível

estabelecer uma relação entre o comprimento do arco (llll0) e a tensão de soldagem

(Us); este fato é devido a condição superficial da chapa, aporte de calor e gás de

proteção. Os autores sugerem que o ajuste de Us seja feito sempre que for

evidente uma alteração no valor de llll0, através de controle fuzzy .

b.2.3) MIG/MAG Térmico (MIG/MAG com pulsação térmica, Interpulse,

MIG/MAG duplamente pulsado ou Thermal pulsing)

A origem do processo MIG/MAG Térmico apresenta duas referências

básicas, ou seja, a primeira citação do desenvolvimento se deve a Street

(1978/1990), com origem na Inglaterra e, a segunda citação, bem como o

desenvolvimento em termos de Brasil, deve-se a Dutra et al (1995).

Neste ponto é importante salientar que esta nova variante do processo de

soldagem MIG/MAG ainda não apresenta um consenso na literatura quanto a um

nome (denominação) padrão que a represente. Especificações como MIG/MAG

Térmico, MIG/MAG duplamente pulsado, MIG/MAG com pulsação térmica,

MIG/MAG pulsado com pulsação térmica e Interpulse são encontradas como

denominação para a variante (Street, 1990; Dutra et al, 1995; Barra et al,

1998/2002; Yamamoto et al, 1998; Silva et al, 2001).

No decorrer desta Tese, a denominação MIG/MAG Térmico será adotada

como o nome de referência para esta nova variante.

O desenvolvimento do processo de soldagem MIG/MAG Térmico objetivou

aliar as vantagens da soldagem MIG/MAG, em corrente pulsada, com as

vantagens do processo TIG pulsado (TIG térmico). Esta combinação, como

apresentada pela figura 2.19, é obtida com a imposição conjunta da modulação

nos sinais de corrente media e da velocidade de alimentação do arame em duas

fases distintas. A primeira fase, denominada de pulso térmico (pt ), é caracterizada

44

pela presença de valores altos de corrente média (corrente média no pulso térmico

– Impt) e da velocidade de alimentação do arame (velocidade de alimentação do

arame no pulso térmico – va-pt). Complementando o período térmico (Tt) vem a

fase de base térmica (bt ), que se distingue pela injunção de valores baixos de

corrente média (corrente média na base térmica – Imbt) e da velocidade de

alimentação do arame (velocidade de alimentação do arame na base térmica – va-

bt).

Modulação do sinal da unidade de pulso

Modulação do sinal da unidadede alimentação de arame

Alta energia

Baixa energia

Tempo

Tempo

Im - corrente média no pulso térmicopt

Im - corrente média na base térmicabt

Im pt

Co

rre

nte

Ve

loci

dad

e a

ram

e

Imbt

Figura 2.19 – Representação da variante MIG/MAG Térmico (Barra, 2002). Observe a modulação conjunta nos sinais de Impt e va-pt e de Imbt e va-bt.

Na figura 2.19 observa-se que o processo de pulsação se dá em duas fases

distintas (pt e bt ) e que esta variação dará como resposta diferentes níveis de

calor aportado (valores diferentes para Im) e freqüência de destacamento das gotas

metálicas.

Como o processo MIG/MAG Térmico ainda encontra-se numa fase

embrionária, os reais efeitos (vantagens e/ou desvantagens) da sua aplicação

sobre as características geométricas e a microestrutura do metal aportado ainda

são incipientes.

45

Em termos de literatura, algumas vantagens, pressupostas ou pretendidas, e

limitações citadas na implementação da variante são enumeradas (Street, 1990;

Dutra et al, 1995; Barra, 1998).

Controle sobre o tamanho da poça de fusão, melhoria nas condições

de viscosidade e de tensão superficial e no aspecto do perfil do cordão de

solda;

Em função do controle sobre o tempo e o tamanho que a poça venha

a apresentar entre as fases de pulso e base térmica, a variante possibilita

atingir condições de soldagem característicos da soldagem em curto-

circuito, com boa penetração e redução na espessura da chapa a ser

soldada;

Nível de freqüência adequado para ter efeito sobre a poça de fusão

(freqüência térmica “Ft” na faixa de 0,5 a 10 Hz);

Nível de freqüência, em cada período, adequado para controlar a

transferência metálica (freqüência de destacamento das gotas no modo

pulsado convencional);

Curto espaço de tempo em temperaturas elevadas, em face da

modulação de corrente;

Redução no nível de defeitos como porosidades e mordeduras;

Formação de pontos de concentração de tensão, para valores baixos

de Ft, em decorrência da formação de escamas na superfície do cordão;

Diferentes níveis de diluição entre as fases de pulso e base térmica.

Barra (1998) cita que as variações conjuntas no aporte de calor e na

transferência de massa, decorrente do processo MIG/MAG Térmico, são os fatores

responsáveis pela mudança cíclica na geometria do depósito, ou seja, a produção

de ondulação no perfil de penetração da zona fundida (efeito serrilhado) e escamas

na superfície do cordão (vide figura 2.20). Silva (2001), estudando os efeitos dos

períodos de pulsação térmica sobre a geometria do cordão, também observou a

formação externa de escama e a variação no perfil de penetração do cordão, entre

as fases de pulso e base térmica.

Barra (1998) e Bocannera et al (1999), estudando o efeito da pulsação

térmica sobre a resistência à erosão por cavitação, sob condições específicas da

modulação térmica, verificaram que o perfil variado de diluição “efeito serrilhado”

46

apresenta uma influência significativa sobre a resistência do depósito frente ao

processo erosivo, ou seja, a imposição de diferentes níveis de aporte de calor

provoca diferença de diluição (composição química) entre as fases de pulso e base

térmica, o que resulta em perda localizada de resistência ao fenômeno (regiões

com diferentes graus de resistência ao processo erosivo). É importante salientar

que nestes experimentos não houve um estudo sistemático sobre o real efeito na

microestrutura do depósito, quando da aplicação conjunta de diferentes aportes de

calor e transferência de massa. Os experimentos foram realizados empregando

tempos iguais para as fases de pulso e base térmica.

Reforço Reforço

Diluição 19%Diluição 25%A BA B

I (A

)U

(V

)

t (ms)

t (ms)

Pulso térmico Base Térmica

Amanteigamento

Revestimento

Localização do poro

Perfil longitudinal do cordãoPerfil transversal

do cordão

(a) (b)

A

A

B

B

0

100

200

300

10

20

30

40

50

0 200 400 600 800 1000

0 200 400 600 800 1000

Figura 2.20 – Representação da variação no perfil de penetração e da formação de escamas durante a soldagem com a variante MIG/MAG Térmico (Barra, 1998).

47

Barra (1998), empregando célula de soldagem, avaliou a influência

apresentada pela mistura gasosa e pela aplicação de tecimento planar (oscilação

da tocha), conjuntamente com a pulsação térmica. Nas condições experimentais

empregadas, foi observado que o resultado metalúrgico no emprego do processo

de pulsação térmica é influenciado, tanto pelo tipo de mistura gasosa, quanto pela

freqüência de oscilação mecânica da tocha.

Outro ponto crítico na utilização da variante MIG/MAG Térmico é a dinâmica

do sistema de alimentação do arame (motor). Uma vez que, nas fontes eletrônicas

a resposta na mudança do sinal de corrente está na ordem de 600 A/ms, é de

fundamental importância que a dinâmica de resposta do motor (dva/dt ) acompanhe

esta variação na mesma ordem de grandeza, como forma de garantir a

estabilidade do arco elétrico. Uma possível instabilidade se daria na forma de

variação no comprimento do arco (llll0), com possíveis instabilidades no processo de

transferência metálica (como será discutido detalhadamente no capítulo V).

Figura 2.21 – Pulsação térmica sem a variação no valor de va. Adaptado de Yamamoto et al (1998).

Uma outra variante com princípios similares aos do MIG/MAG Térmico é

aquela proposta por Yamamoto et al (1998). Neste caso a pulsação térmica é

realizada sem a mudança na velocidade de alimentação do arame (velocidade fixa)

Sinal da unidadede alimentação de arame constante

Tempo

Tempo

Im-pt - corrente média no pulso térmicoIm-bt - corrente média na base térmica

Im-pt

Cor

r ent

eV e

loci

dade

do

ara

me

Im-bt

48

e a forma do cordão é controlada pela mudança cíclica na freqüência térmica (0,5 a

25 Hz). Como não há uma mudança na velocidade de alimentação do arame o

comprimento do arco fica oscilando ciclicamente entre os períodos de pulsação

(vide figura 2.21). Os autores sugerem as seguintes vantagens para esta variante:

Consideram que o efeito das “escamas” melhora o aspecto superficial do

cordão;

Controle na formação do cordão, como no processo TIG térmico;

Controle sobre a penetração excessiva e a possibilidade de perfuração

quando da soldagem em chapas finas (na ordem de 2 mm) e passe de

raiz (calor aportado);

Controle na geração de porosidades e melhoramentos metalúrgicos

quanto à susceptibilidade ao aparecimento de trincas de solidificação.

O que não fica claro no trabalho de Yamamoto et al (1998) é como a

estabilidade do arco (manutenção em UGPP e a ausência de curto-circuito e/ou

queima do bico de contato) é garantida durante o período térmico, já que há uma

mudança na freqüência de pulsação (variação no valor da corrente média Im), mas

a velocidade do arame é mantida constante e qual o valor mínimo da distância

entre o bico de contato e a poça de fusão e da relação entre tpt e tbt (como forma

de garantir esta oscilação do comprimento do arco llll0).

Período alternado (T=1/F)

Duração em CCEN

(T )EN

TB

Duração em CCEP

Cor

ren

te

Tempo

0

Eletrodonegativo

Eletrodopositivo

Ip

Ib

IEN

I - Corrente de pulsoI - Corrente de baseI - Corrente em polaridade negativaF - FrequênciaT - Período de um ciclo alternadoT - Tempo de pulso T - Tempo de baseT - Tempo na fase negativa

P

B

EN

P

B

EN

Figura 2.22 – Forma de onda agregando as vantagens da soldagem nas polaridades CCEP e CCEN. Extraído de Yamamoto (1998).

49

Outra proposição de Yamamoto et al (1998) é aplicação de corrente pulsada

alternada na soldagem MIG/MAG. A idéia é agregar as vantagens da soldagem em

corrente contínua com eletrodo positivo (CCEP), que é a elevada taxa de fusão

(modo goticular e alta penetração), com a baixa penetração gerada na soldagem

em corrente contínua com eletrodo negativo (CCEN), no modo globular (vide figura

2.22). Os autores citam que esta variante, denominada de AC-pulsed welding ,

com relação CCEP para CCEN na ordem de 1:1, quando comparada com o pulso

convencional, possibilita um menor aporte de calor e facilita o controle sobre a

penetração. O problema desta variante é o fato da mudança de polaridade

ocasionar a extinção do arco e, para que isso não venha a acontecer, é necessária

a imposição de uma alta tensão, nesta passagem, como forma de garantir a

reabertura imediata do arco (na ordem de µs).

2.4 O controle sinérgico

O controle sinérgico surgiu na década de 70 (Norrish, 1992) como uma das

formas de viabilizar a aplicação comercial do modo pulsado, através da inserção,

nos equipamentos de soldagem, de programas (rotinas que traduzam na forma de

equações as condições necessárias à estabilidade na transferência metálica -

UGPP), ou seja, que gerem, em função do material, gás ou taxa de alimentação,

por exemplo, os pacotes “ótimos”.

Inicialmente, empregou-se o chamado single-knob control , onde por meio

de um único controle (botão) tornava-se possível estabelecer os valores dos

parâmetros de pulsação (Street, 1990). Contudo, em face às limitações

tecnológicas da época e ao número limitado de parâmetros, este tipo de controle

não obteve êxito (Norrish, 1992).

O controle sinérgico apresentou-se então como uma forma de possibilitar a

adaptação (corrigir o comprimento do arco), em tempo real, podendo ou não

ajustar novos pacotes operacionais, e assim compensar possíveis instabilidades na

transferência metálica (mudança no valor da distância contato peça, por exemplo).

Neste caso encontra-se também a denominação de sistema adaptativo.

Os cálculos para a seleção da condição “ótima” obedecem as três premissas

básicas já abordadas, ou seja, igualdade entre as taxas de fusão (Txf) e de

50

alimentação (Txa), apenas uma gota destacada por pulso e com diâmetro

aproximado ao do eletrodo e, finalmente, a manutenção do arco na fase de base

(veja algorítmo na figura 2.23).

Vilarinho (2000/2001) discute a correta denominação para o modo sinérgico,

ou seja, o termo correto seria “comando sinérgico” ao invés de “controle sinérgico”.

Esta consideração sustenta-se no fato de que o algoritmo computacional, ao

mesmo tempo, só calcula os valores, os envia para a fonte (comanda a fonte) e

monitora a estabilidade do arco (acompanhamento das variações nos sinais de Is e

Us, por exemplo), visando uma possível correção.

Cálculo do período (T)(igualdade entre T e T )xf xa

Cálculo do tempo de base (t b)

Cálculo dacorrente de base (I b)

T =

t = b

I = b

1

I .(t - t ) - I .tm p b p p

2

240.Vg

.De.vaπ

- tp

Parâmetros normalmente utilizadoscomo dados de entrada(seleção do operador)

- Ip- tp lα, β- , , d0 g ee d

- va

Dados enviados à fonte- I , t , I tp p b e b

- d = dg e

lo- Valor de desejado- UGPP

Cálculo da corrente média (I m)

I = m

.Ip p.tal

α

va - β. 0

Figura 2.23 - Fluxograma esquemático de um algorítmo sinérgico comercial. Adaptado de Vilarinho (2000).

51

CAPÍTULO III

EFEITOS METALÚRGICOS

DA PULSAÇÃO DE CORRENTE

3.1 Introdução

Muitas pesquisas têm sido desenvolvidas com o intuito de avaliar as

vantagens da aplicação de corrente pulsada em relação à soldagem em corrente

contínua convencional. Normalmente, as características mais relacionadas nesta

distinção são a geometria do cordão, a facilidade no controle do processo, a

redução no nível distorção e o controle sobre a estrutura do cordão depositado.

Neste capítulo, portanto, será feita uma avaliação da relação entre as

características apresentadas nos processos de pulsação de corrente em alta

freqüência (F ≈ 1 – 10 kHz), convencional (F ≈ 20 – 500 Hz) e térmica (Ft ≈ 1 – 10

Hz) aplicadas nos processos TIG e MIG/MAG, e as características metalúrgicas da

região soldada. O capítulo inicia com uma abordagem sobre os fundamentos do

mecanismo de solidificação da zona fundida (ZF). Num segundo momento, o

estudo enfocará as peculiaridades metalúrgicas da ZF e da zona termicamente

afetada, gerada na ZF solidificada, quando da soldagem multi-passe ou com

imposição de modulação de corrente. Finalizando a abordagem, virão os efeitos da

pulsação de corrente sobre o metal depositado e regiões vizinhas ao cordão,

durante e após o processo de solidificação da ZF.

3.2 Fundamentos de metalurgia da soldagem

3.2.1 Agitação na poça de fusão

O entendimento dos mecanismos que atuam na convecção da poça de

fusão, durante a operação de soldagem, é de fundamental interesse, já que a

agitação desta região irá influenciar na geometria final do cordão e na

microestrutura, na distribuição de segregação e na presença de porosidade na ZF.

Esta consideração é reforçada pelo fato de que o refinamento de grão, gerado pela

52

agitação da poça, se constituirá como o único mecanismo de refinamento possível

em aços não transformáveis e em muitos não ferrosos, durante o processo de

soldagem (Threadgill et al, 1979).

As forças responsáveis pelo efeito convectivo na poça de fusão são a força

devido à tensão superficial (gradiente de tensão na superfície da poça), a força

eletromagnética, a força de flutuação (ou força devido à convecção com fluxo

líquido – buoyancy force ), a força devido à pressão do arco sobre a poça e a

força devido ao impacto das gotas metálicas (Savage et al, 1979; Kou, 1987;

Grong, 1994; Wahab et al, 1998; Kim et al, 1998; Sundaresan et al, 1999; Wang et

al, 2001).

A figura 3.1 ilustra o efeito individual e o efeito combinado das forças sobre o

mecanismo de convecção da poça de fusão. Nota-se que o comportamento dos

campos de velocidade e de temperatura apresentam características diferenciadas

dependendo da força atuante. O efeito combinado mostra a presença de fluxos em

sentidos opostos, isto é, um fluxo próximo da superfície da poça, gerado pelo

gradiente de tensão superficial e outro no seu interior, influenciado pela força

eletromagnética.

(a)

T > T > T1 2 3

Linha de fusão

Força de flutuação

Força eletromagnética

Força devido à tensão superficial

Campo de velocidade Campo de temperatura

(b)

Efeito combinado das forças

Figura 3.1 – Efeito convectivo na poça de fusão provocado por diferentes forças.

Onde: (a) efeito individual e (b) efeito combinado. Adaptado de Kou (1987), Li et al (2002) e DeHerrera et al (2002).

53

A força eletromagnética provoca um direcionamento do fluxo para a parte

central da poça no sentido da superfície para a parte inferior da poça. Esta

característica promove uma poça estreita e profunda (Grong, 1994; DeHerrere et al

2002; Govindaraju et al, 2002).

A força de flutuação tende a promover uma poça mais rasa devido ao

mecanismo de transporte do metal líquido “quente” para a superfície e do metal

“frio” para a parte inferior da poça (Kim et al, 1998; DeHerrera, 2002).

Para o caso da força devido à tenção superficial observam-se duas

situações distintas. A primeira situação refere-se a um gradiente de tensão positivo

(presença de oxigênio e enxofre), onde o fluxo tenderá a formar uma poça

profunda e estreita. Por outro lado, quando o gradiente for negativo, haverá a

tendência da formação de uma poça mais larga e rasa (Grong, 1994; Kim et al,

1998).

O efeito do impacto das gotas sobre a poça de fusão induz a um aumento

na complexidade do mecanismo de agitação desta região, em virtude da

modificação gerada nos campos de velocidade e de temperatura (Wang et al,

2001).

As características apresentadas pelo efeito conjunto das forças poderão

influenciar no nível de penetração, pela força eletromagnética, e na largura do

cordão, pelo gradiente de tensão superficial e pela força de flutuação (Kou, 1987;

Svensson, 1996).

O efeito convectivo gerado pela força eletromagnética irá distribuir as

possíveis segregações e, desta forma, reduzindo o nível de macrosegregação. Por

último, vem o efeito da convecção sobre o aprisionamento de porosidade na zona

fundida. É importante salientar que nem sempre o efeito convectivo irá beneficiar a

saída de porosidade. Esta liberação ou aprisionamento de poros irá depender da

direção do fluxo resultante das interações das forças no interior da poça de fusão

(Kou, 1997).

Somando-se a isso, durante a soldagem no modo pulsado poderá haver

ainda uma parcela de agitação da poça provocada pela variação da pressão e da

energia do arco, devido à modulação de corrente. Esta parcela de agitação da

poça é caracterizada pela flutuação térmica (dependente da relação Ip/Ib e da F) e

pelo aumento no nível de vibração desta região (dependente da F). Este aumento

na convecção da poça foi observado ser mais pronunciado quando da imposição

54

do processo TIG térmico em corrente alternada (Savage et al, 1979; Sundaresan et

al, 1999).

Do acima exposto é esperado que o grau de complexidade envolvida no

processo de formação e solidificação da poça de fusão seja maior na

implementação da variante MIG/MAG Térmico, em comparação ao modo pulsado

convencional. Esta variação (discutida com mais detalhe no capítulo V) pode ser

explicada pela modulação nos valores de Im e va, entre as fases de pulso e base

térmica.

3.2.2 Solidificação da zona fundida

Se o sub-resfriamento imposto na operação de soldagem não for severo e,

ao mesmo tempo, o metal a ser soldado for puro haverá a tendência da poça de

fusão se solidificar através de uma interface sólido-líquido geralmente planar (vide

figura 3.2). Por outro lado, caso se esteja soldando uma liga metálica haverá a

possibilidade de diversos modos de solidificação (planar, celular ou dendrítico –

colunar ou equiaxial), dependendo das condições de solidificação impostas.

Existem duas teorias para explicar os mecanismos atuantes na passagem

da frente de solidificação do modo planar para outra forma de solidificação. A

primeira teoria baseia-se no super-resfriamento constitucional (proposta por

Chalmer em 1953), enquanto que a segunda teoria trata da estabilidade da

interface (proposta por Mullins em 1963). No primeiro caso considera-se apenas o

aspecto termodinâmico. Para o último caso, incorpora-se os conceitos de cinética

de interface e transferência de calor (Easterling, 1983; Kou, 1987; Svensson,

1996).

A teoria do super-resfriamento constitucional, que é a redução no gradiente

de temperatura na interface sólido/líquido abaixo da temperatura liquidus, pode ser

expressa pela equação 3.1.

Ls DT

RG ∆∆∆∆≥≥≥≥ (Eq. 3.1)

Onde:

∆∆∆∆T → intervalo de solidificação da liga, representado pela diferença

entre a temperatura de equilíbrio liquidus (TL) e a temperatura de equilíbrio

solidus (Ts);

55

DL → É o coeficiente de difusão do soluto no líquido.

A figura 3.2 apresenta um esquema dos principais modos de solidificação

levando em consideração o efeito da velocidade da frente de solidificação Rs (taxa

de crescimento) e do gradiente de temperatura G. Observa-se que um sucessivo

incremento no super-resfriamento (redução no valor de G/Rs) irá provocar uma

mudança na morfologia da frente de solidificação (controle do modo de

solidificação). Em soldagem prevalecem as formas de solidificação celular e

dendrítica, devido ao valor de G/Rs ser muito alto. A relação G/Rs, por sua vez,

pode ser controlada pela seleção mais adequada dos parâmetros e do processo de

soldagem (Palma et al, 1983; Kou, 1987).

LPlanar

Celular

Colunardendrítico

Equiaxialdendrítico

L

L

L

S

S

S

P

P

P

S

Tinterface

Tlíquido

RsG

aum

e nta

aum

e nta

do

su

per-

resf

ria m

ento

co

nst

itu

cio

nal

d im

i nu

i

G/Rs

Planar

Estrutura refinada

Celular

G

(Rs.G)’

(Rs.G)

Rs

Colunardendrítico


(Rs.G)’ > (Rs.G)

Planar

Celular

C0

G/ Rs

Colunardendrítico


S - sólidoL - líquidoP - pastosoC - concentração do soluto0

Figura 3.2 – Possíveis morfologias na interface de crescimento em função dos

valores de G, Rs e C0. Adaptado de (Grong, 1994; Kou, 1987; Palma et al, 1983).

Outra observação possível é o efeito do produto Rs.G, que governa a escala

da estrutura solidificada. Assim, o espaçamento celular poderá variar através da

56

zona fundida devido à variação de ciclo térmico em diferentes partes desta zona.

Neste caso, a taxa de resfriamento (alto Rs.G) experimentada pela região central é

maior do que a presente na linha de fusão. Conseqüentemente, os sub-grãos

serão mais refinados na região central da solda (Kou, 1987; Wainer, 1992;

Humphreys et al, 2001).

O espaçamento entre os ramos dendríticos será determinado pela taxa de

solidificação (relação com o calor aportado). Uma elevação na taxa de solidificação

provocará uma redução no espaçamento entre os ramos e, com isso, modificando

a quantidade de microsegregação da liga. O que se almeja é uma estrutura final da

zona fundida refinada e com boa distribuição de segregados.

a) Macroestrutura da zona fundida

O desenvolvimento da estrutura na zona fundida, na região colunar, dá-se

basicamente por meio dos modos de crescimento epitaxial e competitivo.

O primeiro modo caracteriza-se pelo crescimento dos grãos na ZF, em

direção ao centro da poça, a partir dos grãos do metal de base na linha de fusão

(substrato), quando em soldagem autógena. Outra característica desse modo é a

manutenção da orientação cristalográfica e do tamanho de grão apresentado pelo

metal de base. Neste caso, um aumento do tamanho de grão do metal soldado

e/ou da temperatura máxima na zona de ligação, provocará uma ZF grosseira.

O segundo modo é caracterizado pela existência de um diferente

mecanismo atuando no crescimento dos grãos denominado de crescimento

competitivo. Neste caso, os grãos tendem a crescer na direção perpendicular à

frente de solidificação, maior valor de G. Contudo, os grãos em formação também

apresentam direções preferenciais ao crescimento (nas direções <100> para CFC

e CCC e <1010> para HC). Assim, grãos com direções de fácil crescimento

paralelas a G crescerão mais facilmente que aqueles apresentando outras direções

(vide figura 3.3).

No centro da zona fundida há a tendência do crescimento de grãos

equiaxiais. Esta forma de crescimento se caracteriza pela presença de condições

que favoreçam a nucleação e o crescimento dendrítico no interior da poça (Kou,

1987). Nesta região o metal líquido será levemente sub-resfriado em virtude da

extensiva segregação para o centro da poça provocado pelo crescimento colunar

(Becker, 1979; Grong, 1994).

57

Poçade fusão

Avanço dalinha de fusão

Metal de base

Rs

Rs

Rs Rs

Metal de base

Metal de soldaPoça de fusão

Direção de soldagem

Figura 3.3 – Crescimento competitivo dos grãos durante a solidificação da ZF.

Adapatado de (Easterling, 1983; Kou, 1987).

A passagem do crescimento colunar para o crescimento equiaxial é

governada pela relação G/Rs. Considerando a existência de nucleação

heterogênea e que a relação G/Rs decresce da linha de fusão para o centro da

poça, durante o processo de solidificação, haverá um valor crítico na relação a

partir do qual o crescimento passará a ser equiaxial. Este valor crítico, por sua vez,

estará atrelado com calor aportado e com a velocidade de soldagem (Becker et al,

1979; Grong, 1994).

De maneira geral, as condições térmicas impostas na soldagem favorecem

o crescimento equiaxial no centro do cordão. A nucleação destes grãos equiaxiais,

na poça de fusão, pode ser originada por diferentes mecanismos como (Grong,

1994; Kou, 1987; Threadgill, 1979):

Fragmentação das dendrítas na zona pastosa, por efeito convectivo.

As pontas destacadas são arrastadas para o centro da poça onde poderão

atuar como núcleos para novos grãos;

Destacamentos de grãos parcialmente fundidos, na linha de fusão,

por efeito convectivo. Estes grãos são arrastados em direção ao centro da

poça onde poderão, também, servir como sítios de nucleação de novos

grãos;

58

Nucleação heterogênea através da adição de partículas (inoculação),

estranhas ao metal soldado (por exemplo, Ti ou Zr adicionados ao Al), que

facilitem o arranjo dos átomos na forma cristalina. Estas partículas auxiliam

na superação da barreira crítica de energia (∆∆∆∆G*) necessária à manutenção

de um núcleo sólido com raio maior que o tamanho crítico (r*). Becker

(1979) e Kou (1987) argumentam que este mecanismo é influenciado pelos

parâmetros de soldagem (elevação nos valores da vs e do calor aportado) e,

portanto, aumentando o super-resfriamento constitucional na interface

sólido-líquido (elevação da relação G/Rs);

Nucleação superficial através de uma corrente fria de gás sobre a

superfície da poça ou por instantâneas reduções no calor aportado. Neste

caso, a superfície da poça será termicamente sub-resfriada, facilitando o

surgimento de núcleos sólidos nesta superfície.

Uma importante consideração feita por Easterling (1983) refere-se ao fato de

que as estruturas equiaxiais dendríticas, oriundas da operação de soldagem, são

relativamente finas comparadas às de fundição. Esta diferença é muito importante

em termos de tenacidade desde que, diferente de um fundido, a solda muitas

vezes, na condição “como soldada”, torna-se parte de uma estrutura fortemente

solicitada.

b) Variações na macroestrutura da zona fundida

A solidificação da zona fundida pode variar em função da forma apresentada

pela poça de fusão durante a operação de soldagem, ou seja, a velocidade de

soldagem influenciará na forma da poça (elíptica ou de gota) e, por sua vez, a

forma da poça atuará sobre a forma de crescimento dos grãos (estrutura colunar

ou colunar-equiaxial).

Como na poça com formato de gota (velocidade de soldagem maior que a

velocidade de solidificação) a frente de solidificação apresenta um perfil reto (vide

figura 3.4(a)) os grãos também tenderão a crescer retos perpendicularmente a

linha de fusão. De outro modo, nas poças de formato elíptico (velocidade de

soldagem igual a velocidade de solidificação) os grãos tenderão a crescer

curvados perpendicularmente à linha de fusão (vide figura 3.4(b)). Assim, sob alta

velocidade de soldagem os grãos tenderão a crescer retos em direção ao centro do

59

cordão e, para reduzida velocidade de soldagem, os grãos crescerão curvados na

direção do maior valor de G.

Na mesma figura observa-se a presença de grãos equiaxiais, originados

numa faixa central ao longo do cordão, em soldas de alumínio e de aço inoxidável

austenítico, por exemplo. Por sua vez, a formação desta região no centro do

cordão impede o crescimento dos grãos colunares até o centro da zona fundida.

Em poças de formato elíptico a região contendo grãos equiaxiais é mais espessa

em comparação com a mesma região em poças de formato de gota. A forma

alongada da poça provoca um aumento na distância fundida, na direção de vs, em

relação à fonte de calor e, com isso, provocando uma elevação em Rs e um

decremento em G (figura 3.4(c)), em comparação ao restante da linha de fusão

(Becker, 1979; Easterling, 1983; Kou, 1987; Grong, 1994). Embora em valores

elevados Rs e vs (baixo calor aportado) se produzam cordões menores e com

melhores propriedades mecânicas, deve-se tomar cuidado quanto ao tamanho do

cordão, pois para cordões com dimensões reduzidas há a tendência ao

aparecimento de trincas durante a soldagem devido às tensões geradas por

restrição (Alcan, 1993).

Alta velocidade de soldagem

Baixa velocidade de soldagem

Variação estrutural durante a solidificação

Crescimento colunar

Poça de fusão

Crescimento colunar e equiaxial

(b)

(c)

PoçaEquiaxial dendrítico

Celulardendrítico

Grãos do substrato

G

G

vsRs

Rs

Figura 3.4 – (a) e (b) Efeito da velocidade de soldagem sobre a forma da poça e

modo de solidificação e (c) variação estrutural na solidificação da ZF. Adaptado de (Easterling, 1983; Kou, 1987; Grong, 1994).

60

A estrutura colunar, normalmente exibida na ZF, é associada com defeitos,

como trinca de solidificação e pobres propriedades mecânicas. Assim, num

refinamento estrutural é esperado um melhoramento nas propriedades mecânicas

do cordão (Threadgill, 1979; Sundaresan et al, 1999; Madhusudhan et al, 2000).

Com base nas colocações anteriores sobre a relação entre as condições de

soldagem e resposta final do metal aportado é possível prever a relação biunívoca

descrita abaixo.

Processo de soldagem

Parâmetros de soldagem

Estrutura do depósito

Propriedades mecânicas

Esta correlação entre as condições operacionais e a resposta estrutural

obtida no cordão de solda reforça a importância do conhecimento e do

desenvolvimento de equipamentos e novas variantes que possibilitem a obtenção

de depósitos sob condições otimizadas.

3.2.3 Efeitos da soldagem multi-passe sobre a zona fundida

As características finais da zona fundida podem ainda ser influenciadas pela

operação de soldagem envolvendo multi-passe (imposição de sucessivos aportes

de calor gerando novos ciclos térmicos e partições térmicas). Neste caso, a

deposição de um novo cordão sobre a ZF, já solidificada, provocará um

reaquecimento e uma refusão de parte desta zona.

A nova interface entre sólido e líquido, na região refundida da ZF, servirá de

substrato para um novo mecanismo de solidificação. Portanto, o tamanho dos

grãos apresentado na ZF contribuirá na estrutura final da nova região solidificada.

A região da ZF submetida a um aquecimento excessivo (termicamente

afetada), por sua vez, poderá servir de sede para modificações de estrutura ou de

constituição, no estado sólido, como o crescimento de grão, precipitação,

dissolução ou coalescência de precipitados, transformação alotrópica (γγγγ→→→→αααα ou

δδδδ→→→→γγγγ), etc. (Granjon, 1974; Kou, 1987; Svensson, 1996).

61

O efeito de algumas dessas alterações sobre a tenacidade e a resistência

de um determinado material, é representado na figura 3.5 (Svensson, 1996). Onde

se destaca o refino de grão como o “único” mecanismo que provoca um aumento

conjunto da tenacidade e da resistência mecânica.

Refinamento de grão

Resistência mecânica

Tena

cida

de

InclusõesImpurezas

Endurecimento obtidopor discordânciaou solução sólida

Figura 3.5 – Influência de fatores metalúrgicos sobre a resistência mecânica e a tenaciadade (Svensson, 1996).

O tamanho da zona alterada termicamente dependerá da partição térmica

apresentada (temperatura x distância) e as modificações da estrutura, em um

determinado ponto da zona, serão função do ciclo térmico (T x tempo). Por sua

vez, o tamanho da região refundida será função do nível de diluição imposto pela

operação de soldagem.

Embora a região reaquecida (regenerada) apresente grãos finos e

grosseiros, o tamanho médio dos grãos nesta região ainda será muito menor do

que os grãos colunares da ZF que não sofreram alteração. Daí a importância do

efeito da ZTA gerada pelo passe subseqüente ou modulação de energia (pulsação

térmica), em ligas que sofrem transformação no estado sólido. Neste caso, parte

dos grãos colunares da ZF (passe anterior) será refinada na ZTA gerada pelo

cordão depositado sobre esta (vide figura 3.6). Este reaquecimento, também,

poderá termicamente afetar as ZTA’s vizinhas ao depósito (Easterling, 1983;

Palma et al, 1983; Kou, 1987; Folkhard, 1988; Svensson, 1996).

Como pode ser visto na figura 3.6, apenas uma parte da região reaquecida,

por múltiplos cíclos, irá ser submetida a uma elevada temperatura de pico

(ultrapassando a temperatura de transformação da liga).

62

Zona de grãos grosseiros Zona colunar grosseira

Zona de grãos refinados Zona recristalizada grosseira

Zona intercrítica Zona recristalizada refinada

Metal de solda

Pulsação térmica

Possibilidade de refinodurante a solidificação

Possibilidade de refino portransformação no estado sólido

ZTA

(a)

(b)(c )

Figura 3.6 – Comparação esquemática das alterações estruturas obtidas em

simples deposição (a), através de multi-passe (b) e pulsação térmica (c). Adaptado de (Easterling, 1983; Santos, 2001).

O refino microestrutural de parte da ZF (região termicamente regenerada),

obtido na soldagem multi-passe ou na pulsação térmica, irá atuar sobre a elevação

da tenacidade e na redução do nível de tensão residual (Granjon, 1974; Kou, 1987;

Madhusudhan et al, 2000). Estas considerações estão ancoradas nos seguintes

pontos (Easterling, 1983):

Cada ciclo térmico gerado pelo passe subsequente efetivamente

refinará os grãos da ZF do passe anterior ou normalizará parte desta região;

O pré-aquecimento causado pelos passes anteriores irá prolongar o

tempo de passagem no intervalo crítico de temperatura (∆∆∆∆t8-5 para o caso do

aço ferrítico temperável, por exemplo);

O passe sub-seqüente tende a recozer parte da ZF e, com isso,

aliviando parte da tensão residual;

O total da energia (livre de Gibbs) por cordão é reduzido à medida

que o crescimento de grão é minimizado.

As considerações apresentadas sobre os efeitos da soldagem multi-passe,

os mecanismos de solidificação e a agitação da poça servirão de referência para o

entendimento dos possíveis efeitos da modulação de corrente (pulsação térmica)

sobre a estrutura do cordão de solda.

63

3.2.4 Efeitos metalúrgicos da pulsação da corrente de soldagem

Embora se deseje controlar o modo de solidificação da ZF e, ao mesmo

tempo, o tamanho e as características mecânicas da zona afetada termicamente,

esta tarefa não é tão simples de ser atingida. Este controle é dificultado em face

dos elevados níveis de temperatura e do gradiente térmico impostos pela operação

de soldagem, em relação a um fundido e ao natural processo de crescimento

epitaxial (Sundarsan et al, 1999). Apesar destas limitações, oriundas da operação

de soldagem, diversos métodos de refino de grão foram desenvolvidos visando

controlar o nível de refino na ZF. Um resumo com as técnicas e os mecanismos de

refino atuantes na poça de fusão, como também em fundidos, é apresentado na

tabela 3.1.

Tabela 3.1 – Técnicas de refino aplicáveis no processo de solidificação. Adaptado de (Feest, 1974; Threadgill, 1979; Kou, 1987; Malinowski-Brodnicka et al, 1990; Sundaresan et al, 1999; Madhusudhan, 2000).

Técnica de refino Mecanismo atuante (*)

Métodos térmicos

- Controle das taxas de aquecimento e resfriamento (calor aportado, interpasse e pré-aquecimento)

- Nucleação superficial estimulada (jato de gás frio)

a b c

a b

Métodos mecânicos

- Vibração (mecânica e ultrasônica) - Agitação eletromagnética, gasosa ou mecânica (campo

magnético, oscilação da tocha, borbulhamento, pulsação do arco e impacto das gotas)

c

a c

Métodos químicos

- Adição de elementos de liga - Adição de inoculantes no metal líquido

a b a c

(*) a – introdução de pontos nucleantes na poça (nucleação heterogênea); b – evitar refusão dos núcleos existentes e c – multiplicação de grãos.

Embora todos os métodos propostos acima apresentem resultados

satisfatórios sobre o granulometria da ZF, é de suma importância que se tenha a

preocupação de selecionar uma técnica que permita o refino desta região sem

afetar negativamente a sua sub-estrutura, ou seja, é desejável a aplicação de um

procedimento de soldagem que propicie o refino estrutural através do controle da

taxa de resfriamento da poça (relação do produto Rs.G com o calor aportado). Por

este enfoque, a escolha pela pulsação de corrente (pulsação do arco) vem se

64

caracterizando como uma técnica muito promissora nesta direção (Street, 1990;

Sundaresan et al, 1999).

A técnica de pulsação de corrente aplicada nos processos de soldagem TIG,

MIG/MAG e Arame tubular (AT) é reportada como uma excelente controladora do

refinamento de grão na ZF e na transição do modo de crescimento de colunar para

equiaxial, na soldagem do alumínio, do aço carbono, do aço inoxidável e do titânio

(Kou, 1987, Villafuerte, 1990; Street, 1990; Sundaresan et al, 1999).

No âmbito do processo de solidificação, referenciando-se ao modo goticular,

sob as mesmas condições de operação, a pulsação de corrente atua tanto na

redução do calor aportado quanto no grau de agitação da poça de fusão (variação

na força eletromagnética). No primeiro, haverá uma influência sobre os valores de

G e Rs, isto é, pelo fato da pulsação de corrente reduzir o calor aportado e elevar a

taxa de resfriamento, haverá um acréscimo na relação Rs.G e, com isso, tendendo-

se a um refinamento dos espaçamentos entre os ramos dendríticos (refinamento

estrutural) e a uma redução na forma de crescimento colunar em face do

favorecimento ao crescimento equiaxial dendrítico.

Para o caso do efeito da pulsação sobre a agitação da poça de fusão é

previsto que uma variação no nível de corrente (oscilação entre o pulso e a base)

irá influenciar na força eletromagnética (campo de velocidade no interior da poça),

na pressão do arco sobre a superfície da poça e na freqüência de colisão das

gotas com a poça. Estas três características provocam um aumento no grau de

agitação da poça e, como possíveis conseqüências, uma redução nos níveis de

penetração, porosidade e macrosegregação. Somando-se a isso, há o efeito da

agitação da poça sobre a fragmentação de dendrítas e destacamento de grãos da

zona parcialmente fundida. O que se almeja é uma estrutura refinada com melhor

característica mecânica e com reduzida possibilidade de surgimento de defeitos

(trinca de solidificação, por exemplo).

Com relação a ZTA o efeito da pulsação de corrente (redução no valor do

calor aportado) é visualizado através da minimização da espessura desta região e

no tempo de retenção da temperatura de efetiva recristalização, devida à variação

na partição e no ciclo térmico (Kou 1987; Street, 1990). Assim, haverá um menor

decréscimo na resistência da zona afetada termicamente, em relação às

propriedades originais do metal de base.

65

Hussain et al (1996), estudando os efeitos da freqüência de pulsação e do

tempo de pulso, utilizando MIG pulsado na soldagem multi-passe da liga Al-Zn-Mg,

verificaram que a pulsação convencional de corrente apresenta boa influência

sobre a resistência à fadiga, a resistência mecânica, o nível de porosidade e o

refinamento estrutural do metal aportado.

Ghosh et al (1998), avaliando o efeito do MIG pulsado na soldagem de

revestimento inoxidável, chegaram a conclusões semelhantes, ressaltando para

este caso a melhoria obtida na resistência à corrosão intergranular e redução na

segregação no contorno de grão da matriz, no nível de diluição e no perfil de

dureza na interface revestimento-metal de base.

Nos dois casos acima, a seleção correta do pacote operacional “ótimo” teve

como consideração não só a estabilidade na transferência metálica, mas também,

a sua conseqüente resposta estrutural.

Street (1990), estudando o processo TIG pulsado, relata que o valor do

ótimo pulso de corrente é dependente das propriedades do material,

principalmente da difusividade térmica, independentemente da espessura do metal

de base. Contudo, para o processo TIG em corrente contínua, o valor da corrente

de soldagem apresenta dependência com a espessura.

Lucas (1982) e Street (1990) propuseram a utilização de uma forma

complexa de onda de pulsação (figura 3.7(a)), quando da soldagem de passe de

raiz em juntas espessas. A onda proposta se caracteriza por três distintas regiões.

A primeira região apresenta uma intencional sobre-corrente, cuja função é de

formar a poça e melhorar a rigidez do arco, contribuindo para uma rápida

penetração. A segunda região da onda de pulsação tem a finalidade de controlar a

penetração obtida na primeira região. Porém, a intensidade da corrente utilizada

será função do metal de base (óxido superficial) e da profundidade de penetração

desejada. Por fim, quando o nível de penetração é alcançado, haverá uma redução

na corrente para o valor de base (com modulação de 1 a 10 Hz), com inclinação

dependente da sensibilidade do material ao surgimento de trinca ou porosidade.

Esta modulação, próxima da freqüência de ressonância da poça, promove a

agitação do metal líquido, gerando um choque na frente de crescimento e

propiciando o crescimento de grãos equiaxiais, reduzindo a formação de grãos

colunares e controlando o nível de segregação (figura 3.7(b)).

66

Outra forma de controle do refino da poça, utilizando TIG pulsado, é obtida

pela implementação da pulsação de corrente em alta freqüência (1 a 10 kHz).

Nesta freqüência de áudio, a propagação de distúrbios sônicos no interior da poça

de fusão mecanicamente afeta o processo de solidificação, havendo um aumento

no processo de fragmentação dos ramos dendríticos (Lucas, 1982; Street, 1990).

Sobre-corrente

Final da penetração

Rampa de modulação (1 - 10 Hz)

Corrente de base

Corrente de trabalho

Cor

ren

te (A

)

Tempo (s)0,1 - 2 s

(a)

(b) Figura 3.7 – Representação da onda com modulação para controle da solidificação

(a) e forma de crescimento obtido na ZF sem e com a aplicação rampa de modulação em 10 Hz (b), no aço inoxidável AISI 316. Extraído de (Lucas, 1982;

Street, 1990).

Street (1990), Dutra et al (1995), Sundaresan et al (1999) e Madhusudhan et

al (2000) sugerem que o processo de pulsação de corrente com imposição de

modulação (pulsação térmica), nos processos TIG, MIG/MAG e Arame tubular

(AT), é mais efetiva no processo de refinamento estrutural. Estas considerações,

no entanto, estão bem documentadas apenas na soldagem TIG. Esta lacuna

quanto aos possíveis efeitos metalúrgicos da aplicação da pulsação térmica no

processo MIG/MAG, talvez, se deva à complexidade envolvida com a introdução

de transferência de massa e seleção do pacote operacional “ótimo”.

Baseado nas informações sobre os efeitos da pulsação térmica no processo

TIG é esperado que a referida variante, quando implementada no processo

MIG/MAG, atue sobre o grau de agitação da poça de fusão, através da acentuação

67

dos mecanismos citados anteriormente (força eletromagnética, força de flutuação,

força devida à tensão superficial, pressão do arco e impacto da gota metálica).

Street (1990) chama a atenção para a importância na forma de

chaveamento entre os períodos de pulso e base térmica, na soldagem TIG. O autor

comenta que em materiais com susceptibilidade ao aparecimento de trincas ou

porosidade a modulação de corrente entre os períodos deverá ser gradual.

Alguns autores fazem menção sobre a possibilidade da soldagem de chapas

finas, empregando a pulsação térmica, estar relacionada com a alteração na

tensão superficial e viscosidade da poça, entre os períodos de pulso e de base

térmica, isto é, na fase de pulso térmico haverá uma fusão mais efetiva (maior

penetração), enquanto que na base térmica ocorrerá um “resfriamento” da poça

(menor penetração), característica originada no processo TIG (aquecimento e

fusão do metal de base) (Street, 1990; Dutra et al, 1995; Yamamoto et al, 1998).

Novamente, os autores não documentam esta afirmação e, principalmente, não

levam em conta a presença ou não de elementos de liga (Al e S, por exemplo) que

alteram a tensão superficial da poça, quando ocorre um incremento na

temperatura.

Esta característica de variação de penetração, proposta anteriormente, foi

observada por Threadgill (1979), Barra (1998) e Silva et al (2001) na avaliação da

pulsação térmica sobre o perfil de diluição. A figura 3.8 apresenta macrografias

mostrando o perfil variado de diluição longitudinalmente ao cordão. Threadgill

(1979), na soldagem do aço baixo-carbono, relata a ocorrência de refinamento

localizado na região da raiz do cordão, no ponto referente ao início do período de

base térmica. Esta pequena região de refino deve-se ao fato de que os núcleos

para a solidificação equiaxial serão estáveis apenas no início deste período. O

autor não menciona se houve refino decorrente do reaquecimento cíclico, acima da

temperatura de austenitização, de parte da região solidificada (transformação no

estado sólido).

Santos (2001) relata que na soldagem TIG com pulsação térmica é possível

atingir mais rapidamente o regime permanente em função das condições térmicas

impostas e, ainda, sugere que variação de penetração deixará de ser visível em

baixos valores de vs. Silva et al (2001), utilizando mapas de grau de qualidade,

observaram que o perfil variado de diluição, na soldagem MIG/MAG térmico, tende

a desaparecer com a redução no período de base térmica.

68

(a)

(b)

Figura 3.8 – Variação de penetração provocada pelo uso da pulsação térmica na soldagem MIG/MAG. Onde: (a) Aço inoxidável 309 depositado sobre aço baixo-

carbono e (b) alumínio AWS ER4043 depositado sobre AA 5052. Extraído de (Barra, 1998; Silva et al, 2001).

Becker et al (1979) avaliaram as vantagens metalúrgicas do emprego da

pulsação térmica (efeito do espaçamento entre os pulsos térmicos, velocidade de

soldagem, tempo e intensidade da corrente de pico na fase térmica), na soldagem

TIG do aço baixo-carbono, sobre o controle do processo de solidificação da ZF. Os

resultados demonstram que o refinamento obtido deve-se claramente à

transformação de fase originada pela imposição de sucessivos ciclos térmicos

(aquecimento e resfriamento de uma estreita região) passando pela temperatura

de austenitização da liga. Também foi observado que o valor de G e Rs variam em

função da pulsação térmica, sendo o máximo valor atingido no início da base

térmica (uma ordem de grandeza acima do valor referente ao pulso térmico) e o

mínimo no final desta fase. Entretanto, como a relação G/Rs não se altera muito

haverá apenas o efeito do produto G.Rs que governa o tamanho do espaçamento

celular (vide figura 3.9).

(a)

(b)

Figura 3.9 – Alteração na estrutura da ZF gerado pela variação de G.Rs em função da imposição de pulsação térmica. Onde: (a) início do período de base térmica e

(b) final do período de base térmica. Extraido de (Becker et al, 1979).

69

O pulso térmico atuará também na ZF como se fosse um novo cordão a ser

depositado sobre uma região já solidificada (referente ao período de base térmica).

O que resultará provavelmente num efeito equivalente ao da soldagem multi-

passe, tanto sobre a região já solidificada do mesmo cordão, quanto nos cordões já

depositados adjacentes à poça de fusão (vide novamente a figura 3.6(c)).

Barra (1998), em seu trabalho sobre revestimentos resistentes à cavitação,

relata que em decorrência da pulsação térmica foi detectada a presença de três

regiões em forma de “escamas” na ZF (figura 310(a)), apresentando diferentes

níveis de taxa erosiva. Os depósitos foram confeccionados com a utilização da

variante MIG/MAG Térmico e arame tubular inoxidável austenítico ligado ao

cobalto, como metal de adição. O autor relata que esta variação de resistência ao

fenômeno de cavitação, sobre as condições dos ensaios utilizados, não apresenta

relação com a o tamanho de grão (figura 3.10(b)). Como possíveis causas, o autor

enumera a variação da densidade de defeitos cristalinos (falha de empilhamento,

por exemplo), o nível de segregação, a variação no aporte térmico, a variação no

nível de diluição e o aumento na agitação da poça, decorrentes da pulsação

térmica, como prováveis agentes dessa diferenciação.

4,5X (a)

(b) 85X

Figura 3.10 – (a) Macrografia mostrando a escamação na estrutura do depósito (regiões A, B e C), oriunda do efeito conjunto da pulsação térmica e da soldagem multi-passe e (b) granulometria nas referidas regiões. Extraído de (Barra, 1998).

70

É esperado que, para as ligas que apresentam transformação de fase no

estado sólido, o processo de pulsação térmica ofereça ainda um mecanismo

adicional de refino da microestrutura. Na soldagem do aço carbono e do aço

inoxidável, este refinamento é atribuído aos múltiplos ciclos de temperatura através

da faixa de transformação (γγγγ→→→→αααα ou δδδδ→→→→γγγγ).

Sundaresan et al (1999), contudo, observaram que em algumas ligas de

titânio αααα-ββββ a ductilidade não apresenta melhora sobre as condições usuais de

soldagem TIG térmico (períodos em CC), devido no período de alta energia haver

um aumento no tamanho dos grãos da fase ββββ e, em baixa energia, um rápido

resfriamento e aumento na relação desta fase na estrutura da ZF. Um efeito

melhorado de refino nesta liga foi obtido com a implementação de pulsação térmica

em corrente alternada (períodos em CA). Os autores conseguiram os melhores

resultados de refino, empregando a pulsação térmica de corrente, na soldagem da

liga Ti-6Al-2Sn-4Zr-2Mo (vide figura 3.11).

(a) (b) (c)

Figura 3.11 – Variações obtidas na granulometria da ZF em função da forma de onda de corrente aplicada. Onde: (a) Corrente contínua, (b) pulsação térmica (CC)

e (c) pulsação térmica alternada (CA). Extraído de (Sundaresan et al, 1999).

Finalmente, com base no exposto anteriormente, é importante salientar mais

uma vez que, para o processo MIG/MAG térmico, a exata relação entre um

possível melhoramento estrutural (conhecimento metalúrgico) e a modulação nos

sinais de Im e va (conhecimento de processo) ainda não é bem conhecida. Além

disso, os estudos relacionados à pulsação térmica normalmente apresentam como

foco principal os processos onde não há a ocorrência de transferência de massa

(transferência metálica) durante a operação de soldagem. Esta preferência pelo

processo TIG, por exemplo, recai na menor complexidade envolvida na

modelagem ou explicação de um determinado fenômeno.

71

CAPÍTULO IV

PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL

4.1 Introdução

Este capítulo descreve as peculiaridades envolvidas nas etapas de

planejamento e de execução dos experimentos. A realização sistemática dos

experimentos é descrita com a preocupação de se enfatizar os procedimentos

utilizados, tanto no âmbito do processo, quanto no da metalurgia da soldagem. Em

termos de processo, ressalta-se o modo de seleção, de preparação, de execução e

de monitoração dos procedimentos de soldagem, envolvidos na confecção dos

cordões de solda. Pelo lado metalúrgico, é feito um detalhamento dos aspectos

operacionais relacionados com os ensaios mecânicos, modo de extração e

preparação dos corpos de prova e as técnicas de caracterização das

particularidades, oriundas da implementação da pulsação térmica, apresentadas

pela zona fundida.

4.2 Processo de soldagem

4.2.1 Consumíveis

a) Metal de base

Para avaliação dos possíveis efeitos da utilização da variante MIG/MAG

Térmico sobre a estabilidade do processo de transferência metálica (dinâmica dos

equipamentos e a estabilidade do arco), as características geométricas do cordão

e, finalmente, a microestrutura da zona fundida (ZF) selecionou-se duas ligas

metálicas que apresentassem características distintas de susceptibilidade à

transformação no estado sólido, ou seja, uma liga de aço com baixo teor de

carbono (ABNT 1020) e uma liga de AlMg (AA 5052-H34), respectivamente com e

sem transformação no estado sólido. Na tabela 4.1 são relacionadas as principais

propriedades mecânicas e na tabela 4.2 apresentam-se as especificações técnicas

e as composições químicas das referidas ligas adotadas como metais de base.

72

Tabela 4.1 – Propriedades mecânicas dos metais de base (ASM,1996/1998).

Material Especificação Densidade

(kg/m3)

Dureza Vickers

(HV)

Resistência à tração

(MPa)

Aço ABNT 1020 7800 210 380

Alumínio AA 5052- H34 2680 68 260

Tabela 4.2 – Características dimensionais adotadas e composições químicas apresentadas pelos metais de base (ASM, 1996/1998).

Identificação

Material Especificação Dimensões (mm)

Composição química (% em peso)

Aço ABNT 1020 C (0,18 a 0,23) Mn (0,40 a 0,60) Si (0,30 a 0,60) S (0,035 máx)

P (0,035 máx) Fe (balanço)

Alumínio AA 5052-H34

300 x 150 x 6,3

300 x 150 x 19 Mg (2,20 a 2,80) Si (0,25 máx) Fe (0,40 máx) Cu (0,10 máx)

Mn (0,10 máx) Cr (0,15 a 0,35) Al (balanço)

b) Metal de adição

Os metais de adição para confecção dos cordões de solda foram

selecionados com base em recomendações propostas por fabricantes de

consumíveis, tendo como referência a composição química dos metais de base. A

tabela 4.3 exibe as composições químicas e a nomenclatura usada na identificação

dos consumíveis.

Tabela 4.3 – Características e composições químicas obtidas na deposição dos metais de adição. Extraído de ASM (1998) e Okumura et al (1982).

Identificação

Materi

al

Especificação (AWS) Diâmetro (mm)

Composição química (% em peso)

Aço carbono AWS ER 70S-6 1,2 C (0,07) Mn (1,58) Si (0,89) S (0,017) P (0,02)

Al (0,001) Cu (< 0,45) Fe (balanço)

Alumínio AWS ER 5356 1,2 Mg (4,7) Si (0,1) Fe (0,1) Mn (0,8) Al (balanço)

c) Proteção gasosa

Aço carbono

Uma vez que o tipo de proteção gasosa e a vazão de trabalho foram

considerados como parâmetro fixos (não tendo, a princípio, influência sobre a

73

resposta levantada) foi aplicada uma mistura gasosa contendo 95% Ar + 5% CO2

sob uma vazão de trabalho constante e igual a 19 l/min, para toda faixa de valores

da velocidade de alimentação do arame (va), coberta pelos experimentos.

Alumínio

Para toda faixa de valores de va foi aplicada uma proteção gasosa contendo

100% Ar sob uma vazão de trabalho de 18 l/min.

4.2.2 Parâmetros de pulsação para o modo pulsado co nvencional

A seleção dos parâmetros de soldagem, no modo pulsado convencional (Ip,

Ib, tp e tb), levou em consideração as premissas necessárias ao estabelecimento

da estabilidade no processo de transferência metálica, ou seja: (I) transferência de

apenas uma gota em cada pulso de corrente (UGPP), (II) igualdade entre a taxa de

alimentação (Txa) e a taxa de fusão (Txf) do arame e, finalmente, (III) a utilização de

um valor de Ib necessário à manutenção do arco no período de base.

A estabilidade da condição UGPP foi avaliada, em tempo real, através da

evolução dos oscilogramas dos sinais da tensão, da corrente e da velocidade de

alimentação do arame. Esta metodologia de seleção dos parâmetros de pulsação

foi validada posteriormente através da utilização da técnica de filmagem em alta

velocidade do processo de transferência metálica (shadowgrafia).

As tabelas 4.4 e 4.5 apresentam um resumo dos parâmetros de pulsação

adotados no processo de deposição do aço carbono e do AlMg, respectivamente.

Tabela 4.4 – Resumo dos parâmetros de pulsação convencional para o aço. Aço carbono (AWS ER 70S-6)

Parâmetros de pulsação

va (m/min)

Ip (A)

Ib (A)

tp (ms)

tb (ms)

Im (A)

Ief (A)

3,0 300 30 5,0 10,1 119 174

5,0 300 63 5,0 7,1 161 200

6,0 300 85 5,0 5,8 184 213

7,0 310 110 5,0 4,8 212 234

9,0 350 130 5,0 2,7 273 292

Onde: Ip – corrente de pulso; Ib – corrente de base; tp – tempo de pulso; tb – tempo de base; Im – corrente média e Ief – corrente eficaz.

74

Tabela 4.5 – Resumo dos parâmetros de pulsação convencional para o AlMg. Alumínio (AWS ER 5356)

Parâmetros de pulsação

va (m/min)

Ip (A)

Ib (A)

tp (ms)

tb (ms)

Im (A)

Ief (A)

4,0 180 44 5,0 23,9 67 84

5,5 200 55 5,0 14,6 92 111

6,0 200 50 5,0 11,1 97 118

7,0 220 60 5,0 8,8 117 141

9,0 250 75 5,0 5,8 156 178

4.2.3 Procedimentos de soldagem complementares

Utilização de um valor fixo da distância entre o bico de contato e o metal de

base (DCP) igual a 19 mm;

Ângulos de deslocamento e trabalho constantes e com valores de 0 e 90°,

respectivamente;

Posição de soldagem plana (1G);

Manutenção de um valor fixo na corrente de curto-circuito (Icc) igual a 350 A;

Manutenção de um valor fixo na tensão de curto-circuito (Ucc) igual a 10V;

Velocidade de soldagem variando em função da condição experimental

realizada;

Valor do comprimento do arco (llll0) variando em função da forma de onda de

pulsação térmica utilizada;

Comprimento dos cordões na condição simples deposição igual a 15 cm.

4.2.4 Equipamentos

As peculiaridades e a relação dos equipamentos e programas utilizados nos

experimentos serão descritas a seguir, objetivando explicitar as técnicas de

caracterização e de visualização do procedimento de soldagem.

a) Fonte de soldagem e modo de operação

O processo de deposição foi executado a partir da utilização de uma fonte

de soldagem com microprocessadores e multiprocesso (MTE DIGITEC 450), em

virtude de sua facilidade de acionamento e comunicação remota, via computador,

com aparelhos periféricos. Esta característica permite que sejam executadas ao

75

mesmo tempo operações de controle e de aquisição dos sinais de corrente (Is),

tensão (Us), velocidade de alimentação do arame (va), vazão de gás (φφφφg) e

velocidade de deslocamento da tocha (vs). Esta flexibilidade permite a aplicação da

DIGITEC em atividades científicas e em sistemas automatizados de soldagem

(célula de soldagem), entre outros.

A DIGITEC é uma fonte de soldagem transistorizada, com chaveamento

após o secundário do transformador, que apresenta as seguintes características

operacionais: corrente nominal de 280 A a 100% do fator de trabalho, dinâmica no

sinal de corrente (dI/dt ) na ordem de 600 A/ms, dinâmica no sinal da velocidade de

alimentação do arame (dva/dt ) de 0 a 6 m/min no intervalo de 46 ms e fator de

potência de 94%.

Na confecção dos depósitos, a fonte foi selecionada no modo “remoto”

utilizando-se os processos de soldagem “MIG pulsado com pulsação térmica”, com

imposição de corrente no pulso e na base. Seu acionamento foi executado

remotamente via o software de controle “TERMICO2”, desenvolvido pela equipe do

LABSOLDA/UFSC. Na tabela 4.6 são descritas outras características técnicas do

equipamento. Outros detalhes da fonte DIGITEC são apresentados no item “(e)

Bancada de soldagem”.

Tabela 4.6 – Características técnicas apresentadas pela fonte de soldagem. Item Característica

Tipo de corrente Contínua (constante ou pulsada)

Corrente máxima 450 A

Tensão de alimentação 220, 380 ou 440 V Trifásica

Tensão em vazio 64 V

Potência máxima consumida 10 kVA

Dimensões 0,5 x 0,6 x 0,9 m

Peso 150 kg

Circuito de arrefecimento 3,5 litros de água destilada

b) Placa de aquisição e controle INTERDATA

A INTERDATA foi utilizada como forma de possibilitar o processo de

comunicação entre a fonte de soldagem e o programa de gerenciamento da

variante MIG/MAG Térmico, denominado de TERMICO2, e, ainda, do software

comercial de aquisição (OSCILOS) com os sensores de I, U e va.

76

A placa de aquisição e controle apresenta um conversor A/D de 16 canais,

um conversor D/A de 8 canais, um freqüencímetro e uma porta digital com 8

entradas e 8 saídas. O conversor A/D opera na faixa de -10 V a +10 V, com leitura

em 8 ou 12 bit, e o conversor D/A trabalha com saída de -5 V a +5 V, com 8 canais

de saída e 12 bit.

Para a realização dos experimentos, a placa INTERDATA foi calibrada com

uma freqüência de aquisição de 5 kHz, no processo de confecção dos corpos-de-

prova, e de 10 kHz, no processo de filmagem do modo de transferência metálica

(em virtude da necessidade de sincronização dos sinais de tensão e corrente com

o sinal da filmadora).

c) Software de controle do processo MIG/MAG Térmic o

A escolha pelo comando remoto, via software, da variante MIG/MAG

Térmico deveu-se à necessidade de se comandar individualmente e

independentemente os diferentes parâmetros de soldagem, inerentes a esta

variante. O controle de todos os parâmetros envolvidos com a pulsação térmica,

respectivamente, nas fases de pulso e base térmica, foi implementado através do

programa, em linguagem Pascal, denominado TERMICO2 (elaborado pelo

LABSOLDA/IMC).

O software permite, via INTERDATA , atuar no comando dos sinais da fonte

DIGITEC. Basicamente, o programa TERMICO2 controla e avalia os valores

instantâneos dos sinais de tensão (U) e de corrente (I) e, concomitantemente, caso

seja detectado algum curto-circuito (U < Ucc), interrompe a geração dos parâmetros

de pulsação e a fonte passa a operar com a corrente de curto-circuito (Icc), até o

restabelecimento da abertura do arco (U > Ucc).

O programa TERMICO2 gerencia, em tempo real, os valores dos seguintes

parâmetros (vide figura 4.1 e figuras 4.6 e 4.7 para detalhamento das variáveis):

Na fase de pulso térmico (pt )

• Tempo de pulso térmico (tpt), com incrementos de 10-2 s;

• Velocidade de alimentação do arame na fase de pulso térmico

(va-pt), com incremento de 10-1 m/min;

• Tempo de pulso na fase de pulso térmico (tp-pt ), com incremento

de 10-4 s;

77

• Tempo de base na fase de pulso térmico (tb-pt ), com incremento

de 10-4 s;

• Corrente de pulso na fase de pulso térmico (Ip-pt ), com incremento

de 1 A;

• Corrente de base na fase de pulso térmico (Ib-pt ), com incremento

de 1 A.

Na fase de base térmica (bt )

• Tempo de base térmica (tbt), com incrementos de 10-2 s;

• Velocidade de alimentação do arame na fase de base térmica

(va-bt), com incremento de 10-1 m/min;

• Tempo de pulso na fase de base térmica (tp-bt ), com incremento

de 10-4 s;

• Tempo de base na fase de base térmica (tb-bt ), com incremento de

10-4 s;

• Corrente de pulso na fase de base térmica (Ip-bt ), com incremento

de 1 A;

• Corrente de base na fase de base térmica (Ib-bt ), com incremento

de 1 A.

Parâmetros de curto-circuito

• Corrente de curto-circuito (Icc), com incrementos de 1 A;

• Tensão de curto-circuito (Ucc), com incrementos de 1 V.

A figura 4.1 apresenta uma descrição da distribuição das variáveis na tela do

programa TERMICO2 e na figura 4.3 é esquematiza a interação do programa com

a bancada de soldagem.

d) Programa de monitoração do processo de soldagem

A monitoração e captura, em tempo real, dos sinais de corrente, tensão e

velocidade de alimentação do arame foram feitas a partir do software comercial

OSCILOS, desenvolvido pelo LABSOLDA/IMC. O software permite simular na tela

do microcomputador um osciloscópio digital a partir dos sinais de tensão

78

(analógicos) enviados, por sensores conectados na DIGITEC e na placa de

aquisição INTERDATA (conversão para digital). O OSCILOS permite a

representação gráfica, dos sinais recebidos pela placa de aquisição, na forma da

variável selecionada em função do tempo de aquisição. Nas obtenções dos sinais,

como já citado anteriormente, empregou-se freqüência de aquisição de 5 kHz, com

intervalos de leitura de 1 s para o modo pulsado convencional e de 2 s para a

soldagem com pulsação térmica.

Figura 4.1 – Tela do programa de controle TERMICO2.

O sinal de tensão foi medido através de dois condutores fazendo a ponte

entre a entrada da INTERDATA e os pontos de tomada de tensão, posicionados

no cabo de alimentação de corrente da tocha de soldagem (+), o mais próximo do

bico de contato, e no suporte de fixação das chapas à mesa de soldagem (-), vide

figura 4.2(a). Por sua vez, o sinal de corrente foi capturado por meio do uso de um

79

sensor (transdutor) Hall, ligado à placa de aquisição e ao cabo de alimentação da

tocha (+), vide figura 4.2(b). O sinal da velocidade de alimentação do arame, por

sua vez, foi obtido com a utilização de um sensor de velocidade contendo uma

resolução de 500 pulsos por volta, fabricado pela HP, acoplado próximo ao sistema

de tracionamento do arame (vide figura 4.5(b)).

(a) Detalhe do deslocamento da tocha

(b) Detalhe do posicionamento do sensor

Hall Figura 4.2 – (a) Sistema de deslocamento da tocha e pontos de tomada de tensão

e (b) localização do sensor Hall.

e) Bancada de soldagem

Para atingir os objetivos propostos, foi implementada uma bancada

experimental de soldagem que permitisse, ao mesmo tempo, a deposição dos

cordões na condição automatizada e a obtenção sincronizada dos sinais da

corrente, da tensão e da velocidade de alimentação do arame. A figura 4.3 mostra

uma representação esquemática da bancada de soldagem, onde se observa o

processo de interação e o fluxo de informações/acionamento entre os diversos

equipamentos e softwares que compõem o conjunto. Como complemento, a figura

4.4 detalha os medidores, a maleta de aquisição e o microcomputador

(TERMICO2) utilizados na operação de soldagem.

Na figura 4.5 são apresentados detalhes da fonte de soldagem (DIGITEC) e

do cabeçote alimentador de arame (STA-20D). O sistema de tracionamento

utilizado foi o do tipo empurra e o sinal da velocidade de alimentação do arame foi

tomado na entrada do tracionador (vide novamente figura 4.5(b)).

80

300 A 25 V

vs

Sensor Hall

Sensor da va

Gás deproteção

SDP

(+)

(-)

Sistema de aquisição(valores de I, U e va)

Comando remoto dafonte de soldagem

( valores de I, U e v )a

Comando do sistemade deslocamentoda pistola (SDP)

Figura 4.3 – Representação esquemática da bancada de soldagem.

(a) Painel de controle manual do SDP e os aparelhos utilizados na aquisição dos sinais de soldagem

(b) Microcomputador utilizado no gerenciamento da soldagem com a MIG/MAG Térmico, via o programa TERMICO2

Figura 4.4 – (a) Detalhe dos equipamentos utilizados no processo aquisição e (b) controle do processo de soldagem.

81

Para minimizar a incerteza, decorrente da parcela dos ruídos gerados nos

sinais aquisitados, teve-se a preocupação em se posicionar os sensores (tomada

dos sinais) o mais próximo possível da região do arco, como citado anteriormente.

(a) Fonte de soldagem

(b) Sistema de alimentação do arame

Figura 4.5 – (a) Fonte de soldagem DIGITEC 450 e (b) detalhe do sistema de tracionamento e do posicionamento do sensor da va.

Para controle da velocidade de soldagem (vs) utilizou-se o sistema de

deslocamento automático da pistola (SDP), denominado de TARTÍLOPE V1 (vide

novamente figura 4.2(a)). O TARTÍLOPE permite a execução do traslado da tocha

com incrementos na ordem de 0,2 cm/min.

4.2.5 Deposição dos cordões

a) Preparação e deposição dos cordões

Os cordões foram aportados na posição plana (1G) sobre chapas com

dimensões de 150 x 300 x 6,3 mm. Durante a realização dos experimentos, as

condições descritas no item 4.2.3 foram mantidas constantes.

Antes da realização dos depósitos, as chapas passaram por um processo de

preparação da superfície que envolveu:

Remoção de oxidação através de escova rotativa de aço inoxidável e,

quando necessário, uso de escovamento manual;

Remoção, com solvente, de substâncias contendo hidrogênio (H) em

sua estrutura (H2O, óleos, graxa, entre outros).

82

Na confecção dos depósitos, utilizando a variante MIG/MAG Térmico, foram

adotadas duas formas de onda de pulsação térmica. A primeira forma, denominada

de onda I , permitia a variação sincronizada na modulação do sinal de corrente com

a velocidade de alimentação do arame, entre os tempos de pulso térmico (tpt) e de

base térmica (tbt) e vice-versa (vide figura 4.6 para melhores detalhes). Na

segunda forma de onda, denominada de onda II , por sua vez, a velocidade de

alimentação do arame foi mantida constante durante todo o período térmico

( btptt ttT ++++==== ), modulando-se apenas o sinal de corrente (vide detalhes na figura

4.7).

Como a literatura, que aborda o estudo da pulsação térmica, não especifica

qual a fronteira a partir da qual a velocidade de alimentação do arame (va) passa a

ser denominada de velocidade de alimentação do arame na base térmica (va-bt)

para velocidade de alimentação do arame no pulso térmico (va-pt), ou vice-versa, foi

adotado, com vista ao projeto fatorial, o valor de va = 5,5 m/min como o valor limite

pra va-bt (limite entre o pulso e a base térmica). Assim, se:

va ≤≤≤≤ 5,5 m/min →→→→ va = va-bt e Im = Im bt

va > 5,5 m/min →→→→ va = va-pt e Im = Im pt

Onde:

Imbt → é a corrente média na base térmica;

Impt → é a corrente média no pulso térmico.

Desse modo, considerando a imposição de uma onda retangular periódica, o

valor da corrente média para o modo pulsado convencional pode ser determinado

por:

bp

bbppT

0 tt

t.It.IIdt

T1

Im++++++++

======== ∫∫∫∫ (Eq. 4.1)

Com a preocupação de se evitar que os cordões, depositados paralelamente

sobre o mesmo metal base, provocassem alguma alteração térmica sobre o cordão

adjacente, foi determinada experimentalmente uma distância mínima onde não

houvesse influência térmica de um cordão sobre o já depositado. A tabela 4.7 e a

83

figura 4.8 relacionam as condições de deposição envolvendo a distância adotada

entre cada cordão, o comprimento e o número de cordões depositados por chapa.

Modulação do sinal da unidade de pulso

Modulação do sinal da unidadede alimentação de arame

Alta energia

Baixa energia

Tempo

Tempo



Im pt

Co

rre

nte

Ve

loci

dad

e a

ram

e

Imbt

Figura 4.6 – Representação esquemática da forma de onda de pulsação térmica

contendo modulação conjunta da corrente média (Im) com a velocidade de alimentação do arame (va), onda I .

Sinal da unidadede alimentação de arame constante

Tempo

Tempo



Impt

Co

rre n

teV

elo

c id

a de

do

ara

me

Imbt

Figura 4.7 – Representação esquemática da forma de onda de pulsação térmica

contendo modulação apenas na corrente média (Im), onda II .

84

Na soldagem do AlMg, por não ser tratável termicamente, o valor adotado

para a distância entre cordões foi inferior ao selecionado para o aço carbono,

susceptível a transformação no estado sólido.

Tabela 4.7 – Condições utilizadas na soldagem em simples deposição.

Material Comprimento dos cordões

Distância entre cordões

Cordões por chapa

Temperatura inicial da chapa antes de cada deposição

Aço carbono 15 cm 30 mm 4 ambiente

Alumínio 15 cm 26 mm 5 ambiente

(a)

(b)

Figura 4.8 – Forma de deposição adotada. Onde (a) AlMg e (b) aço carbono.

Os parâmetros de soldagem implementados, na deposição com o modo

pulsado convencional, obedeceram aos valores adotados para a velocidade de

alimentação do arame (va), conforme relacionado nas tabelas 4.4 e 4.5.

Para a soldagem com pulsação térmica, os valores utilizados para os

parâmetros relacionados, vide novamente item 4.2.4(c), tiveram como base a etapa

do planejamento experimental realizada (ensaios preliminares ou análise fatorial).

b) Ensaios preliminares

Esta etapa objetivou mostrar os procedimentos de soldagem adotados para

avaliar, de forma isolada, os possíveis efeitos ocasionados quando há variação dos

valores de determinados parâmetros intrínsecos do processo MIG/MAG Térmico.

Portanto, nesta fase dos ensaios, considerou-se que os demais parâmetros não

sofreram variações e não influenciaram a resposta analisada.

Os parâmetros selecionados para uma análise isolada foram:

85

Freqüência térmica (Ft) → denominada como sendo o valor inverso

do período térmico (Tt), podendo ser expressa por:

btpttt tt

1T1

F++++

======== (Eq. 4.2)

Distância entre pulsos térmicos (Dpt ) – denominada como sendo a

distância percorrida pela tocha de soldagem durante um período

térmico ou a distância entre duas escamas consecutivas, podendo

ser expresso por:

(((( ))))btptsts tt.vT.vDpt ++++======== (Eq. 4.3)

Ciclo de trabalho térmico ou ciclo ativo térmico (Ct) – denominado

como sendo o percentual do tempo de pulso térmico (tpt) em relação

ao período térmico (Tt), podendo ser expresso por:

100.tt

t100.

T

tC

btpt

pt

t

ptt ++++

======== (Eq. 4.4)

Corrente média total (Im t) – denominada como sendo a corrente

média de um período térmico (Tt), podendo ser expresso por:

btpt

btbtptptT

0

tt

0btpttt tt

t.Imt.ImIdt

)tt(1

IdtT1

Imt btpt

++++++++

====++++

======== ∫∫∫∫ ∫∫∫∫++++

(Eq. 4.5)

Desnível térmico (Dt) – denominado como sendo a relação entre a

corrente média na base (Imbt) e a corrente média no pulso (Impt). De

uma maneira simples, Dt mostra o quanto o processo MIG/MAG

Térmico se afasta do modo pulsado convencional. Dt pode ser

expresso por:

86

pt

btt Im

ImD ==== (Eq. 4.6)

Observação :

É importante salientar que para a variante MIG/MAG Térmico, com exceção

de Im t e Ft, todos os outros parâmetros analisados (Ct, Dt e Dpt) são proposições

deste trabalho, portanto, não apresentando citação similar na literatura técnica

pesquisada.

Procedimento adotado na avaliação do efeito da freq üência térmica (F t)

Este tópico dos experimentos visou avaliar os possíveis efeitos da variação

da freqüência térmica sobre o aspecto superficial (número de escamas) e a

geometria (reforço e largura) do cordão e sobre a dureza e a microestrutura (tipo e

fração volumétrica dos microconstituintes, tamanho e forma do grão) apresentada

pela zona fundida. Para tal, foram escolhidos sete níveis de Ft, mantendo-se as

demais condições de soldagem fixas. Nesta etapa do trabalho foi utilizada apenas

a forma de onda I .

Mesmo não sendo um dos objetivos desta etapa, é importante enfatizar que,

em função do valor fixo adotado para a velocidade de soldagem (vs) e, ainda, pela

variação na quantidade de metal transferido, gerado pela variação de Ft, fica

impossibilitada a tentativa de se impor qualquer relação fixa entre a quantidade de

metal transferido e a velocidade de soldagem (massa transferida por unidade de

comprimento do cordão – kg/m).

Na confecção dos depósitos com a pulsação térmica utilizaram-se os

parâmetros correspondes a 3 e 7 m/min (para o aço) e 4 e 7 m/min (para o AlMg),

adotados nos períodos de base e pulso térmico, respectivamente (vide tabela 4.4).

As tabelas 4.8 e 4.9 apresentam o resumo dos parâmetros, fixos e variáveis,

empregados na avaliação do efeito da freqüência térmica na soldagem do aço

carbono e do AlMg.

Como forma de simplificar a execução e a análise dos depósitos foi imposta

uma relação de igualdade entre os valores do tempo de pulso térmico (tpt) e o

tempo de base térmica (tbt), ou seja:

87

1t

t

bt

pt ====

Tabela 4.8 – Pacotes operacionais de pulsação utilizados para variar os valores de Ft na soldagem do aço carbono.

Freqüência térmica – F t (Hz)

Parâmetro 0,5 1,0 1,6 2,5 5,0 7,0 10,0 tpt (s) 1 0,5 0,3 0,2 0,1 0,07 0,05 tbt (s) 1 0,5 0,3 0,2 0,1 0,07 0,05

va-bt (m/min) 3,0 va-pt (m/min) 7,0 vs (cm/min) 30

Onde: - va-bt é a velocidade do arame na base térmica e tbt é o tempo de base térmica. - va-pt é a velocidade do arame no pulso térmico e tpt é o tempo de pulso térmico.

Tabela 4.9 – Pacotes operacionais de pulsação utilizados para variar os valores de Ft na soldagem do AlMg.

Freqüência térmica – F t (Hz)

Parâmetro 0,5 1,0 1,6 2,5 5,0 7,0 10,0 tpt (s) 1 0,5 0,3 0,2 0,1 0,07 0,05 tbt (s) 1 0,5 0,3 0,2 0,1 0,07 0,05


Procedimento adotado na avaliação do efeito do cicl o de trabalho

térmico (C t)

Para a avaliação do efeito isolado da variação do ciclo de trabalho térmico

sobre as características apresentadas pelo cordão (geometria, aspecto superficial

e dureza e microestrutura da zona fundida) foram selecionados cinco níveis do Ct,

mantendo-se as demais condições fixas e utilizando-se apenas a forma de onda I .

Como pacotes de pulsação térmica foram adotados valores de va

correspondentes a 3 e 7 m/min (para o aço) e 4 e 7 m/min (para o AlMg), para as

fases de base e o pulso térmico, respectivamente (vide tabela 4.4). As tabelas 4.10

e 4.11 apresentam o resumo dos parâmetros de pulsação térmica, fixos e

variáveis, empregados na avaliação do efeito do ciclo de trabalho térmico na

soldagem do aço carbono e do AlMg.

Durante a execução dos experimentos, o período térmico (Tt) foi mantido

fixo com um valor de 1 s ( s1ttT btptt ====++++==== ).

88

Neste ponto, é importante ressaltar que a proposição do ciclo de trabalho

térmico Ct foi embasada em analogia com o ciclo ativo ou ciclo de trabalho (CT),

empregado no modo pulsado convencional. Assim, tem-se:

Para o modo pulsado convencional → 100.tt

tCT

bp

p

++++==== (Eq. 4.7)

Para a pulsação térmica → 100.tt

tC

btpt

ptt ++++

==== (Eq. 4.8)

Tabela 4.10 – Pacotes operacionais utilizados na variação de Ct na soldagem do aço. Ciclo de trabalho térmico – C t (%)

Parâmetro 10 30 50 70 90 tpt (s) 0,1 0,3 0,5 0,7 0,9 tbt (s) 0,9 0,7 0,5 0,3 0,1



Tabela 4.11 – Pacotes operacionais utilizados na variação de Ct na soldagem do AlMg. Ciclo de trabalho térmico – C t (%)

Parâmetro 10 30 50 70 90 tpt (s) 0,1 0,3 0,5 0,7 0,9 tbt (s) 0,9 0,7 0,5 0,3 0,1


Procedimento adotado na avaliação da distância entre pulsos (Dpt)

Os possíveis efeitos ocasionados pela alteração na distância entre pulsos,

sobre o as características do depósito em simples deposição (geometria, aspecto

superficial, dureza e microestrutura da zona fundida), foram avaliados por meio da

adoção de cinco níveis do valor da Dpt , mantendo-se, também, as demais

condições de deposição fixas e utilizando-se apenas a forma de onda I .

Neste tópico do trabalho, o valor da velocidade de soldagem (vs) variou em

função do valor de Dpt . Contudo, para se evitar a imposição de valores elevados

de va (bem fora da faixa adotada na prática), foi selecionado um valor baixo para o

período térmico (Tt) e imposto uma igualdade entre os tempos de pulso térmico

(tpt) e base térmica (tbt), ou seja:

89

s5,0Tt ==== e 1t

t

bt

pt ====

Na deposição utilizando a pulsação térmica, os pacotes operacionais

adotados foram aqueles correspondes a 3 e 7 m/min (para o aço) e 4 e 7 m/min

(para o AlMg), para a base e o pulso térmico, respectivamente (vide tabela 4.4). As

tabelas 4.12 e 4.13 apresentam o resumo dos parâmetros de pulsação térmica,

fixos e variáveis, empregados na avaliação do efeito da distância entre pulso

térmico, na soldagem do aço carbono e do AlMg.

Tabela 4.12 – Pacotes operacionais utilizados na avaliação de Dpt na soldagem do aço. Distância entre pulso térmico – Dpt (mm)

Parâmetro 1,5 3,0 5,0 7,0 10,0 tpt (s) 0,25 tbt (s) 0,25

va-bt (m/min) 3,0 va-pt (m/min) 7,0 vs (cm/min) 18 36 60 84 120


Tabela 4.13 – Pacotes operacionais utilizados na avaliação de Dpt na soldagem do AlMg. Ciclo de trabalho térmico – Dpt (mm)

Parâmetro 1,5 3,0 5,0 7,0 10,0 tpt (s) 0,25 tbt (s) 0,25

va-bt (m/min) 4,0 va-pt (m/min) 7,0 vs (cm/min) 18 36 60 84 120

Procedimentos adotados na avaliação da corrente méd ia total (Im t) e

do desnível térmico (D t)

O procedimento experimental adotado na avaliação dos possíveis efeitos de

Im t também se emprega para avaliar as influências de Dt. Neste caso, o que irá

mudar é a forma como as respostas são trabalhadas.

Quatro combinações de Imbt com a Impt foram adotadas para levantar os

possíveis efeitos sobre as características do cordão de solda (geometria, aspecto

superficial, dureza e microestrutura da zona fundida), mantendo-se as demais

condições de deposição fixas e utilizando-se apenas a forma de onda I .

90

Durante a deposição dos cordões, o valor do período térmico (Tt) foi mantido

igual a 1 s e, para o caso de tpt e tbt, se impôs uma relação de igualdade, conforme

especificado pela relação abaixo.

s1Tt ==== e 1t

t

bt

pt ====

Os pacotes operacionais no processo de pulsação térmica, adotados na

avaliação de Im t e Dt, estão sumarizados nas tabelas 4.14, para o aço carbono, e

4.15, para o AlMg.

Tabela 4.14 – Pacotes operacionais utilizados para variar os valores de Dt e Im t na soldagem do aço carbono.

Desnível térmico – D t Corrente média total – Im t

Parâmetro 0,4 0,5 0,6 0,7 165,5 186,5 196 217 tpt (s) 0,5 tbt (s) 0,5

vs (cm/min) 30 va-bt (m/min) 3 3 5 5 3 5 3 5 va-pt (m/min) 9 7 9 7 7 7 9 9

Imbt 119 119 161 161 119 161 119 161 Impt 273 212 273 212 212 212 273 273

Onde: - va-bt é a velocidade do arame na base térmica e tbt é o tempo de base térmica. - va-pt é a velocidade do arame no pulso térmico e tpt é o tempo de pulso térmico. - Imbt é a corrente média na base térmica e Impt é a corrente média no pulso térmico.

Tabela 4.15 – Pacotes operacionais utilizados para variar os valores de Dt e Im t na soldagem do AlMg.

Desnível térmico – D t Corrente média total – Im t

Parâmetro 0,4 0,5 0,6 0,7 94 106 111 125 tpt (s) 0,5 tbt (s) 0,5

vs (cm/min) 30 va-bt (m/min) 4 4 5,5 5,5 4 5,5 4 5,5 va-pt (m/min) 9 7 9 7 7 7 9 9

Imbt 67 67 92 92 67 92 67 92 Impt 156 117 156 117 117 117 156 156

Como um dos fundamentos básicos da pulsação térmica é a imposição de

diferentes valores de corrente média (Im), entre as fases de pulso e base térmica

(imposição de um valor de Dt menor que 1), é conveniente usar o valor de Dt para

91

avaliar o quanto a pulsação térmica se afasta do modo pulsado convencional (onde

Dt = 1).

c) Análise fatorial (2 k)

Nesta etapa dos experimentos contemplou-se a análise do efeito conjunto

de cinco parâmetros envolvidos na variante pulsação térmica. O projeto ou

planejamento fatorial completo 2k, sem replicação, foi aplicado, como ferramenta

estatística, para avaliar como os fatores (efeitos principais e interações) tendem a

influenciar nas respostas de interesse (volume de microconstituintes, geometria e

aspecto superficial do cordão, tamanho e forma do grão, diferença na largura da

zona termicamente afetada ZTA e volume de vazios na zona fundida ZF).

Os dados experimentais levantados foram analisados através de um

programa (software) comercial para análise estatística. As respostas fornecidas

pelo programa são trabalhadas no capítulo V e a planilha com todas as

informações da matriz fatorial, gerada pelo software, é apresentada no anexo I.

Levando-se em consideração a premissa, discutida anteriormente, de que

não há uma informação palpável quanto à determinação da fronteira entre o pulso

térmico (pt ) e a base térmica (bt ) será necessária adotar um determinado valor

para a velocidade de alimentação do arame (va) (indiretamente a corrente média),

como o marco divisório entre as duas fases da pulsação térmica, vide relação

abaixo.

Se va ≤≤≤≤ 5,5 m/min → Base térmica (bt )

va = va-bt e Im = Im bt

Se va > 5,5 m/min → Pulso térmico (pt )

va = va-pt e Im = Im pt

No estudo da forma de onda I foram relacionados sistematicamente, em

dois níveis, os seguintes fatores:

Nível alto (+) → tpt (+), tbt (+), Impt (+), Imbt (+) e Dpt (+);

Nível baixo (-) → tpt (-), tbt (-), Impt (-), Imbt (-) e Dpt (-).

92

Para o estudo da forma de onda II foram relacionados sistematicamente, em

dois níveis, os seguintes fatores:

Nível alto (+) → tpt (+), tbt (+) e Dpt (+);

Nível baixo (-) → tpt (-), tbt (-) e Dpt (-).

Os valores dos parâmetros, adotados como (+) ou (-), foram obtidos através

de critérios subjetivos ou por determinação experimental.

A montagem da matriz para a análise fatorial da forma de onda I foi

composta pelas seguintes etapas:

Adoção dos pacotes operacionais utilizados no modo pulsado

convencional, relacionados na tabela 4.4, baseado nos valores

determinados para os níveis altos e baixos de va-pt (Impt) e va-bt (Imbt),

valores de interesse;

Adoção dos valores de Dpt (+) e Dpt (-), obtidos experimentalmente;

Adoção dos valores para tpt (+), tpt (-), tbt (+) e tbt (-);

Seleção dos critérios a serem analisados (tamanho e forma do grão,

microconstituintes, geometria e aspecto superficial do cordão, dureza

e microestrutura e volume de vazios na zona fundida).

Os fatores de entrada (e seus níveis), selecionados para validar a análise

dos possíveis efeitos da utilização da pulsação térmica, foram:

Para o aço carbono

• Distância entre pulsos térmicos – Dpt

Nível baixo (-) → 3 mm

Nível alto (+) → 5 mm

• Corrente média no pulso térmico – Impt

Nível baixo (-) → 212 A (correspondente a va = 7 m/min)

Nível alto (+) → 273 A (correspondente a va = 9 m/min)

• Corrente média na base térmica – Imbt



• Tempo de pulso térmico – tpt

Nível baixo (-) → 0,3 s

Nível alto (+) → 0,7 s

• Tempo de base térmica – tbt

93



Observação :

Como existe uma relação aproximadamente linear entre a corrente média (Im) e a

velocidade de alimentação do arame (va) é importante ressaltar que quando se

avalia o efeito de Im também está sendo avaliado, indiretamente, o efeito de va

(por exemplo, ao se avaliar Impt tem-se também a tendência de va-pt sobre o

fenômeno analisado).

Para a liga AlMg

• Distância entre pulsos térmicos – Dpt

Nível baixo (-) → 3 mm

Nível alto (+) → 5 mm

• Corrente média no pulso térmico – Impt



• Corrente média na base térmica – Imbt


Nível alto (+) → 92 A (correspondente a va = 5,5 m/min)

• Tempo de pulso térmico – tpt



• Tempo de base térmica – tbt



As tabelas 4.16 e 4.17 relacionam a forma de implementação dos projetos

fatoriais 2k, utilizados na confecção dos cordões do aço carbono e do AlMg. Por

sua vez, as tabelas 4.20 e 4.21 trazem um resumo dos valores dos parâmetros

envolvidos nos experimentos.

94

Tabela 4.16 – Planejamento fatorial completo 25 para avaliação da onda I na soldagem do aço carbono.

Dpt (-) Dpt (+)

Impt (-) Impt (+) Impt (-) Impt (+)

Imbt (-) Imbt (+) Imbt (-) Imbt (+) Imbt (-) Imbt (+) Imbt (-) Imbt (+)

tpt (-) tpt (+) tpt (-) tpt (+) tpt (-) tpt (+) tpt (-) tpt (+) tpt (-) tpt (+) tpt (-) tpt (+) tpt (-) tpt (+) tpt (-) tpt (+)

tbt (-) X1 X2 X3 X4 X5 X6 X7 X8 X9 X10 X11 X12 X13 X14 X15 X16

tbt (+) X17 X18 X19 X20 X21 X22 X23 X24 X25 X26 X27 X28 X29 X30 X31 X32

Onde: (+) é o nível alto do fator; (-) é o nível baixo do fator e X é combinação dos fatores analisados para o aço. Como são avaliados cinco fatores em dois níveis obtém-se 25 = 32 combinações.

Tabela 4.17 – Planejamento fatorial completo 25 para avaliação da onda I na soldagem do AlMg.

Dpt (-) Dpt (+)

Impt (-) Impt (+) Impt (-) Impt (+)

Imbt (-) Imbt (+) Imbt (-) Imbt (+) Imbt (-) Imbt (+) Imbt (-) Imbt (+)

tpt (-) tpt (+) tpt (-) tpt (+) tpt (-) tpt (+) tpt (-) tpt (+) tpt (-) tpt (+) tpt (-) tpt (+) tpt (-) tpt (+) tpt (-) tpt (+)

tbt (-) A1 A 2 A 3 A 4 A 5 A 6 A 7 A 8 A 9 A 10 A 11 A 12 A 13 A 14 A 15 A 16

tbt (+) A 17 A 18 A 19 A 20 A 21 A 22 A 23 A 24 A 25 A 26 A 27 A 28 A 29 A 30 A 31 A 32

Onde: (+) é o nível alto do fator; (-) é o nível baixo do fator e A é combinação dos fatores analisados para o AlMg. Como são avaliados cinco fatores em dois níveis obtém-se 25 = 32 combinações.

Na montagem da matriz para a análise fatorial da forma de onda II foram

relacionadas as seguintes etapas:

Como nesta forma de onda a velocidade de alimentação do arame

(va) permanece fixa durante todo o experimento, foram adotados os

pacotes operacionais aplicados no modo pulsado convencional,

relacionados na tabela 4.4, baseados nos valores determinados para

Impt (+), Impt (-), Imbt (+) e Imbt (-), conforme item anterior. Entretanto,

sendo o valor de va mantido igual a 5 m/min para o aço carbono

(média entre 3 e 7 m/min) e de 5,5 para a liga AlMg (média entre 4 e

7 m/min), tanto para o pulso térmico como para a base térmica;

Adoção dos valores de Dpt (+) e Dpt (-), obtidos experimentalmente;

Adoção dos valores para tpt (+), tpt (-), tbt (+) e tbt (-);

Seleção dos critérios a serem analisados (em função de observações

preliminares foi descartada a avaliação mais detalhada da onda II ,

resumindo-se a análise desta forma de onda apenas no que se refere

à estabilidade no modo de transferência metálica).

95

As tabelas 4.18 e 4.19 relacionam a forma de execução do projeto fatorial

completo 2k, na soldagem do aço carbono e do AlMg. Por sua vez, as tabelas 4.22

e 4.23 trazem um resumo dos valores dos parâmetros envolvidos nos

experimentos utilizando a onda II .

Tabela 4.18 – Fatorial 23 para avaliar a onda II na soldagem do aço carbono.

Dpt (-) Dpt (+)

tpt (-) Tpt (+) tpt (-) tpt (+)

tbt (-) Y1 Y2 Y3 Y4

tbt (+) Y5 Y6 Y7 Y8

Onde: Y é combinação dos fatores analisados para o aço carbono.

Tabela 4.19 – Fatorial 23 para avaliar a onda II na soldagem do AlMg. Dpt (-) Dpt (+)

tpt (-) Tpt (+) tpt (-) tpt (+)

tbt (-) AY1 AY2 AY3 AY4

tbt (+) AY5 AY6 AY7 AY8

Onde: Z é combinação dos fatores analisados para o aço carbono.

Com o intuito de se evitar a ocorrência de distorções estatísticas nos

resultados obtidos (erros), os ensaios foram executados em ordem totalmente

aleatória. Barros Neto et al (1995) relatam que a numeração dos ensaios é apenas

uma forma conveniente de se identificar as várias combinações de níveis, e nada

tem a ver com a ordem em que os experimentos são realmente executados.

A ordem de execução dos depósitos e o modo de resolução do

planejamento fatorial para determinar os efeitos (respostas) principais de cada fator

e suas interações, dentro da faixa experimental investigada, são apresentados no

capítulo V (Resultados e Discussões) e detalhada no anexo I.

96

Tabela 4.20 – Matriz de planejamento utilizada na análise do efeito da pulsação térmica na soldagem do aço carbono (onda I ).

Parâmetros analisados

Cordão (corpo-de-prova)

tpt

(s)

Imbt

(A)

Impt

(A) Dpt

(mm)

tbt

(s)

vs (cm/min)

X1 (-) 0,3 (-) 119 (-) 212 (-) 3,0 (-) 0,3 30

X2 (+) 0,7 (-) 119 (-) 212 (-) 3,0 (-) 0,3 18

X3 (-) 0,3 (+) 161 (-) 212 (-) 3,0 (-) 0,3 30

X4 (+) 0,7 (+) 161 (-) 212 (-) 3,0 (-) 0,3 18

X5 (-) 0,3 (-) 119 (+) 273 (-) 3,0 (-) 0,3 30

X6 (+) 0,7 (-) 119 (+) 273 (-) 3,0 (-) 0,3 18

X7 (-) 0,3 (+) 161 (+) 273 (-) 3,0 (-) 0,3 30

X8 (+) 0,7 (+) 161 (+) 273 (-) 3,0 (-) 0,3 18

X9 (-) 0,3 (-) 119 (-) 212 (+) 5,0 (-) 0,3 50

X10 (+) 0,7 (-) 119 (-) 212 (+) 5,0 (-) 0,3 30

X11 (-) 0,3 (+) 161 (-) 212 (+) 5,0 (-) 0,3 50

X12 (+) 0,7 (+) 161 (-) 212 (+) 5,0 (-) 0,3 30

X13 (-) 0,3 (-) 119 (+) 273 (+) 5,0 (-) 0,3 50

X14 (+) 0,7 (-) 119 (+) 273 (+) 5,0 (-) 0,3 30

X15 (-) 0,3 (+) 161 (+) 273 (+) 5,0 (-) 0,3 50

X16 (+) 0,7 (+) 161 (+) 273 (+) 5,0 (-) 0,3 30

X17 (-) 0,3 (-) 119 (-) 212 (-) 3,0 (+) 0,7 18

X18 (+) 0,7 (-) 119 (-) 212 (-) 3,0 (+) 0,7 13

X19 (-) 0,3 (+) 161 (-) 212 (-) 3,0 (+) 0,7 18

X20 (+) 0,7 (+) 161 (-) 212 (-) 3,0 (+) 0,7 13

X21 (-) 0,3 (-) 119 (+) 273 (-) 3,0 (+) 0,7 18

X22 (+) 0,7 (-) 119 (+) 273 (-) 3,0 (+) 0,7 13

X23 (-) 0,3 (+) 161 (+) 273 (-) 3,0 (+) 0,7 18

X24 (+) 0,7 (+) 161 (+) 273 (-) 3,0 (+) 0,7 13

X25 (-) 0,3 (-) 119 (-) 212 (+) 5,0 (+) 0,7 30

X26 (+) 0,7 (-) 119 (-) 212 (+) 5,0 (+) 0,7 21,4

X27 (-) 0,3 (+) 161 (-) 212 (+) 5,0 (+) 0,7 30

X28 (+) 0,7 (+) 161 (-) 212 (+) 5,0 (+) 0,7 21,4

X29 (-) 0,3 (-) 119 (+) 273 (+) 5,0 (+) 0,7 30

X30 (+) 0,7 (-) 119 (+) 273 (+) 5,0 (+) 0,7 21,4

X31 (-) 0,3 (+) 161 (+) 273 (+) 5,0 (+) 0,7 30

X32 (+) 0,7 (+) 161 (+) 273 (+) 5,0 (+) 0,7 21,4

97

Tabela 4.21 – Matriz de planejamento utilizada na análise do efeito da pulsação térmica na soldagem do AlMg (onda I ).

Parâmetros analisados Cordão

(corpo-de-prova) tpt (s)

Imbt (A)

Impt (A)

Dpt (mm) tpt

(s) vs

(cm/min)

A1 (-) 0,3 (-) 84 (-) 141 (-) 3,0 (-) 0,3 30

A2 (+) 0,7 (-) 84 (-) 141 (-) 3,0 (-) 0,3 18

A3 (-) 0,3 (+) 111 (-) 141 (-) 3,0 (-) 0,3 30

A4 (+) 0,7 (+) 111 (-) 141 (-) 3,0 (-) 0,3 18

A5 (-) 0,3 (-) 84 (+) 178 (-) 3,0 (-) 0,3 30

A6 (+) 0,7 (-) 84 (+) 178 (-) 3,0 (-) 0,3 18

A7 (-) 0,3 (+) 111 (+) 178 (-) 3,0 (-) 0,3 30

A8 (+) 0,7 (+) 111 (+) 178 (-) 3,0 (-) 0,3 18

A9 (-) 0,3 (-) 84 (-) 141 (+) 5,0 (-) 0,3 50

A10 (+) 0,7 (-) 84 (-) 141 (+) 5,0 (-) 0,3 30

A11 (-) 0,3 (+) 111 (-) 141 (+) 5,0 (-) 0,3 50

A12 (+) 0,7 (+) 111 (-) 141 (+) 5,0 (-) 0,3 30

A13 (-) 0,3 (-) 84 (+) 178 (+) 5,0 (-) 0,3 50

A14 (+) 0,7 (-) 84 (+) 178 (+) 5,0 (-) 0,3 30

A15 (-) 0,3 (+) 111 (+) 178 (+) 5,0 (-) 0,3 50

A16 (+) 0,7 (+) 111 (+) 178 (+) 5,0 (-) 0,3 30

A17 (-) 0,3 (-) 84 (-) 141 (-) 3,0 (+) 0,7 18

A18 (+) 0,7 (-) 84 (-) 141 (-) 3,0 (+) 0,7 13

A19 (-) 0,3 (+) 111 (-) 141 (-) 3,0 (+) 0,7 18

A20 (+) 0,7 (+) 111 (-) 141 (-) 3,0 (+) 0,7 13

A21 (-) 0,3 (-) 84 (+) 178 (-) 3,0 (+) 0,7 18

A22 (+) 0,7 (-) 84 (+) 178 (-) 3,0 (+) 0,7 13

A23 (-) 0,3 (+) 111 (+) 178 (-) 3,0 (+) 0,7 18

A24 (+) 0,7 (+) 111 (+) 178 (-) 3,0 (+) 0,7 13

A25 (-) 0,3 (-) 84 (-) 141 (+) 5,0 (+) 0,7 30

A26 (+) 0,7 (-) 84 (-) 141 (+) 5,0 (+) 0,7 21,4

A27 (-) 0,3 (+) 111 (-) 141 (+) 5,0 (+) 0,7 30

A28 (+) 0,7 (+) 111 (-) 141 (+) 5,0 (+) 0,7 21,4

A29 (-) 0,3 (-) 84 (+) 178 (+) 5,0 (+) 0,7 30

A30 (+) 0,7 (-) 84 (+) 178 (+) 5,0 (+) 0,7 21,4

A31 (-) 0,3 (+) 111 (+) 178 (+) 5,0 (+) 0,7 30

A32 (+) 0,7 (+) 111 (+) 178 (+) 5,0 (+) 0,7 21,4

Obs: A ordem de execução dos cordões, das tabelas 4.20 e 4.21,foi randômica (vide anexo I).

98

Tabela 4.22 – Matriz de planejamento utilizada na análise do efeito da pulsação térmica na soldagem do aço carbono (onda II ).


(corpo-de-prova)

tpt

(s)

Dpt

(mm)

tbt

(s)

va

(m/min)

vs

(cm/min)

Y1 (-) 0,50 (-) 3,0 (-) 0,25 5,0 24,0

Y2 (+) 0,75 (-) 3,0 (-) 0,25 5,0 18,0

Y3 (-) 0,50 (+) 5,0 (-) 0,25 5,0 40,0

Y4 (+) 0,75 (+) 5,0 (-) 0,25 5,0 30,0

Y5 (-) 0,50 (-) 3,0 (+) 0,50 5,0 18,0

Y6 (+) 0,75 (-) 3,0 (+) 0,50 5,0 14,4

Y7 (-) 0,50 (+) 5,0 (+) 0,50 5,0 30

Y8 (+) 0,75 (+) 5,0 (+) 0,50 5,0 24,0

Obs: A ordem de execução dos cordões nas tabelas 2.22 e 4.23 foi randômica (vide anexo I).

Tabela 4.23 – Matriz de planejamento utilizada na análise do efeito da pulsação

térmica na soldagem do AlMg (onda II ).


(corpo-de-prova)

tpt

(s)

Dpt

(mm)

tbt

(s)

va

(m/min)

vs

(cm/min)

AY1 (-) 0,30 (-) 3,0 (-) 0,30 5,5 30,0

AY2 (+) 0,70 (-) 3,0 (-) 0,30 5,5 18,0

AY3 (-) 0,30 (+) 5,0 (-) 0,30 5,5 50,0

AY4 (+) 0,70 (+) 5,0 (-) 0,30 5,5 30,0

AY5 (-) 0,30 (-) 3,0 (+) 0,70 5,5 18,0

AY6 (+) 0,70 (-) 3,0 (+) 0,70 5,5 13,0

AY7 (-) 0,30 (+) 5,0 (+) 0,70 5,5 30,0

AY8 (+) 0,70 (+) 5,0 (+) 0,70 5,5 21,4

4.2.6 Procedimento para avaliação da estabilidade do processo de transferência metálica (comparação entre as formas de onda I e II)

Uma das proposições deste trabalho foi a avaliação (comparação) das duas

formas de ondas utilizadas na soldagem MIG/MAG Térmico. Especificamente,

objetivou-se levantar as reais características apresentadas por cada uma das

ondas no que tange a estabilidade no processo de transferência metálica

(verificação na condição UGPP) e estabilidade na região do arco voltaico. Ao final,

pretendeu-se estabelecer comparações entre a variante pulsação térmica (com

99

base nas ondas I e II) e o modo pulsado convencional, visando levantar as reais

vantagens ou limitações da implementação desta variante.

300 600 9000

50

100

150

200

250

300

Cor

rent

e (A

)

Tempo (ms)

300 600 9000

10

20

30

40

Ten

são

(V)

Tempo (ms)

300 600 9000

5

10

Vel

ocid

ade

aram

e (m

/min

)

Tempo (ms)

(a)

0 250 500 750 10000

50

100

150

200

250

300

Cor

rent

e (A

)

Tempo (ms)

0 250 500 750 10000

10

20

30

40

Ten

são

(V)

Tempo (ms)

0 250 500 750 10000

5

10

Vel

ocid

ade

aram

e (m

/min

)

Tempo (ms)

(b)

0 250 500 750 10000

50

100

150

200

250

300

Cor

rent

e (A

)

Tempo (ms)

0 250 500 750 10000

10

20

30

40

Ten

são

(V)

Tempo (ms)

0 250 500 750 10000

5

10

Vel

ocid

ade

aram

e (m

/min

)

Tempo (ms)

(c)

Figura 4.9 – Oscilogramas contendo os sinais sincronizados de I, U e va (liga AlMg). Onde: (a) pulsado convencional, (b) onda I e (c) onda II .

O acompanhamento das características das ondas de pulsação térmica constou

de duas fases, as quais contaram com o registro dos sinais de saída da fonte (I, U

e va) e a filmagem em alta velocidade do comportamento na região do arco.

Na primeira fase, foram levantados (registrados), para todas as condições

ensaiadas, os oscilogramas contendo os sinais de tensão, corrente e velocidade de

alimentação do arame (vide figura 4.9). Em adição, esta fase visou a geração de

um banco de dados contendo o comportamento das ondas de pulsação

convencional e das ondas I e II nas mais diferentes condições de operação.

A segunda fase, empregando-se a técnica de shadowgrafia, por sua vez, teve

como meta avaliar possíveis diferenças no comprimento do arco e a existência de

100

instabilidade na condição UGGP, nas interfaces (passagens) do pulso térmico para

a base térmica e vice-versa.

4.2.7 Procedimento para filmagem em alta velocidade (shadowgrafia)

Balsamo et al (2000) citam que o termo shadowgrafia referencia a formação

de uma sombra sobre um anteparo (lente da filmadora) de um objeto (tocha, arame

e gota metálica) sobre o qual incide um feixe de luz (feixe de laser), técnica

também conhecida com back-lighting (vide figuras 4.10 e 4.11).

A técnica de shadowgrafia foi utilizada para monitorar as seguintes

características da variante pulsação térmica:

Se os pacotes de pulsação, obtidos anteriormente, utilizando os sinais

de corrente, tensão e velocidade de alimentação do arame

(oscilograma) satisfazem a condição UGPP;

Possível variação no comprimento do arco entre as ondas I e II;

Possível perda na condição UGPP nas interfaces do pulso térmico com

a base térmica e vice-versa.

Os ensaios foram executados com a utilização do sistema laser-ótico e o

apoio da equipe técnica do LAPROSOLDA/UFU. A figura 4.10 ilustra a bancada

empregada na aquisição das imagens do processo de transferência metálica.

Basicamente, a técnica de filmagem em alta velocidade consistiu das

seguintes etapas:

a) Seleção de quatro pacotes de pulsação térmica

Foram escolhidos quatro pacotes de pulsação térmica (com valores

espaçados de Im e va) objetivando avaliar concomitantemente as duas formas de

ondas proposta (onda I e onda II), na soldagem de diferentes ligas metálicas (aço

baixo carbono e liga AlMg). A tabela 4.24 relaciona os pacotes utilizados na

avaliação dos efeitos da pulsação térmica sobre a estabilidade do arco.

b) Formação da imagem (sombra)

Para a filmagem (visualização) do processo de transferência metálica é

necessário reduzir a luz gerada na região do arco voltaico por meio de uma

filtragem seletiva que permita apenas a passagem da luz do laser. Como entre a

fonte do laser e a lente da filmadora está situada a tocha de soldagem será feito o

registro da sombra gerada pelo arame, gota e poça metálica (vide figura 4.11).

101

Tabela 4.24 – Pacotes operacionais utilizados na avaliação da estabilidade do processo de pulsação térmica.

Pacote operacional Forma de onda Material

Pulso térmico Base térmica

va-pt = 7 m/min Impt = 212 A

va-bt = 3 m/min Imbt = 119 A

Aço baixo carbono

vs = 25 cm/min, DCP = 18 mm e Imt = 188 A



Onda I

Liga AlMg




Aço baixo carbono


va-pt = 5,5 m/min Impt = 117 A

va-bt = 5,5 m/min Imbt = 67 A

Onda II

Liga AlMg


(a)

(b)

(c)

(d)

Figura 4.10 – Detalhes da bancada experimental de shadowgrafia por laser. Onde: (a) fonte de laser, filtros e lentes para controle do diâmetro do feixe, (b) sistema de deslocamento da tocha, (c) filmadora e monitor e (d) micros utilizados no controle e

aquisição dos sinais elétricos.

102

(a)

(b)

Figura 4.11 – Processo de formação e aquisição da imagem da região do arco. Onde: (a) sombra gerada pela tocha posicionada na frente do feixe de laser e (b)

imagem (quadro) gerada pela filmadora.

c) Captura dos pares de sinais corrente x imagem e tensão x imagem

Como durante a aquisição das imagens a filmadora emite um pulso de

tensão para cada quadro (foto) registrado, o sinal da câmera (pulso de tensão) foi

aquisitado em pares com os sinais da corrente (Is) e da tensão de soldagem (Us).

As condições utilizadas no levantamento dos sinais foram:

• Gerenciamento da fonte de soldagem via programa TERMICO2;

• Aquisição dos sinais via INTERDATA (12 bit e 10 kHz);

• Tempo de aquisição 5 s;

• Velocidade de leitura da câmera (2000 quadros/s).

d) Sincronização dos sinais de tensão da câmera com os sinais de I s e Us

Para a determinação precisa de qual imagem (quadro) corresponde

exatamente a um determinado ponto da onda de tensão ou da corrente, foi

empregado um programa (LAPROSOLDA/UFU) que sincroniza ponto-a-ponto os

sinais capturados na etapa anterior. Uma vez feita a sincronização, o programa faz

a plotagem dos valores de Is, Us com os seus respectivos números dos quadros,

no intervalo de tempo aquisitado, vide figura 4.12. Assim, o quadro (imagem

digitalizada) corresponde a um determinado ponto da onda será identificado pelo

seu número de gravação.

103

Oscilogramas com os sinais sincronizados Quadro referente* (linha pontilhada vermelha)

0 2 4 6 8 1 0 1 2

x 1 0- 3

5 0

1 0 0

1 5 0

2 0 0

2 5 0

3 0 0

0 2 4 6 8 1 0 1 2 1 4 1 6 1 8 2 0 2 2 2 4 2 6

T e m p o [s ]

I (A

) e

Sin

al C

âm

era

0 2 4 6 8 1 0 1 2

x 1 0- 3

1 0

1 5

2 0

2 5

3 0

3 5

4 0

4 5

0 2 4 6 8 1 0 1 2 1 4 1 6 1 8 2 0 2 2 2 4 2 6

T e m p o [s ]

U (

V)

e S

ina

l Câ

me

ra

10

14

18

20

22

24 Observação: Verifica-se que a condição de uma gota por pulso (UGPP) é satisfeita e que o destacamento é realizado no terço final do pulso de corrente (imagem 20). * Em função do posicionamento da câmera, os quadros aquisitados estão rotacionados de 90° no sentido anti-horário.

Figura 4.12 – Exemplo do resultado final obtido pela técnica de shadowgrafia. Como informação, verifica-se o estabelecimento da condição UGPP (liga AlMg) e a

presença de ondulação na poça de fusão.

4.3 Metalurgia

4.3.1 Extração dos corpos de prova

Para a análise das características apresentadas pela zona fundida (ZF),

foram extraídos corpos-de-prova situados nos terços finais dos cordões. Esta

condição teve como objetivo garantir que a amostra pertencesse a uma região do

cordão já em regime (longe das extremidades descartadas).

104

A extração dos corpos-de-prova, na condição “como soldado”, seguiu as

seguintes etapas:

Corte, através de serra de fita ou serra tico-tico, de uma tira de 2 cm de

largura, transversal a linha de centro dos cordões;

Seccionamento longitudinal dos cordões, utilizando serra manual, sobre

a linha de centro dos cordões;

Seccionamento transversal dos cordões, utilizando serra manual, nas

regiões compreendendo aos pontos de maior penetração (pulso térmico) e

de menor penetração (base térmica).

A figura 4.13 traz uma apresentação esquemática da forma de corte dos

cordões e detalhes das regiões selecionadas para análise metalográfica (depósitos

na condição simples deposição).

A figura 4.14, item (a), mostra detalhe dos cordões solda (aço baixo

carbono) após a etapa de corte das seções transversais e longitudinais e na figura

4.14, item (b), é apresentada a forma da extração da zona fundida (liga AlMg).

Escamas

Dpt

Detalhe A

Detalhe A

Zona fundida (ZF)Seção transversal

Região de análise (micrografias)

Seção longitudinal

ZTA

Zona fundidaA

C

BD

F

E

ZTA

Metal de base

Pontos de análise metalográfica

Figura 4.13 – Apresentação das características do cordão de solda e do detalhe da

região de medição das respostas de interesse.

4.3.2 Preparação metalográfica

A preparação das superfícies para análise metalográfica (micro e

macrografia) da zona fundida (ZF) e zona termicamente afetada (ZTA) foi

executada seguindo as subseqüentes etapas:

Corte das regiões selecionadas através de serra de fita, serra tico-tico,

serra manual ou disco diamantado;

105

(a)

(b)

Figura 4.14 – Detalhe das regiões selecionadas para análise e do modo de extração dos corpos-de-prova (CP). Onde: (a) CP para avaliação da microestrutura

da ZF e (b) CP para análise gravimétrica.

Tabela 4.25 – Procedimento adotado na preparação das superfícies para análise metalográfica dos corpos-de-prova.

Lixamento

Granulometria (mesh)

Abrasivo Lubrificante Tempo (min) Rotação (rpm)

180 Até atingir planicidade

220 2,0

320 2,0

400 2,0

500 2,0

600 2,0

1000

SiC

Água

2,0

150

Polimento

Pano Abrasivo Lubrificante Tempo (min) Rotação (rpm)

DP-Pan

Pasta de diamante (6 µm)

DP-Pan

Pasta de diamante (1 µm)

Álcool e lubrificante

azul

3,0

300

Embutimento à frio das amostras, utilizando resina de poliéster e

moldes de PVC;

Lixamento e/ou polimento manual ou em politriz automática, conforme

especificado na tabela 4.25.

4.3.3 Revelação da estrutura

a) Macrografia

Aço carbono

Reagente → Nital a 6% (6 ml HNO3 + 94 ml C2H5OH);

106

Técnica → Imersão;

Tempo de ataque → 10 a 20 s;

Temperatura → 40 °C;

Lavagem da superfície atacada com água corrente e álcool;

Secagem da superfície;

Aquisição e digitalização de imagem através de scanner, máquina

digital ou estereoscópio (até 20x).

AlMg

Reagente → Reagente de Tucker (45 ml HCl + 15 ml HNO3 + 15 ml

HF + 25 ml H2O destilada);

Técnica → Imersão com agitação do corpo-de-prova para evitar a

formação de bolhas sobre a superfície;

Tempo de ataque → 20 s;


Lavagem da superfície atacada com água morna;


Aquisição de imagem através de scanner, máquina digital ou

estereoscópio (até 20x).

b) Micrografia

Aço carbono

Reagente → Nital a 2% (2 ml HNO3 + 98 ml C2H5OH);

Técnica → Imersão;

Tempo de ataque → 10 a 15 s;


Lavagem da superfície atacada com água corrente e álcool;


Aquisição de imagem através de microscópio ótico (até 1000x) ou

microscópio eletrônico de varredura (MEV).

107

AlMg

Observação :

Devido à presença da fase intermetálica Mg2Al3 (fase β), que é

preferencialmente atacada pelos reagentes convencionais antes da matriz e, ainda,

pela característica de anisotropia ótica apresentada pela liga estudada (cfc ), foi

necessário o desenvolvimento e a construção de um aparelho para ataque

eletrolítico.

A utilização do ataque eletrolítico, que é uma técnica de anodização do

substrato, foi a maneira encontrada para viabilizar a revelação da estrutura de grão

e a análise das possíveis variações na microestrutura do metal aportado.

A camada anodizante, formada pelo ataque, propicia a visualização, através

de luz polarizada, dos grãos em diferentes tonalidades de coloração (tons cinza).

Esta variação de tonalidade é decorrência das diferentes direções de crescimento

dos grãos no interior da zona fundida.

Os procedimentos adotados na revelação dos grãos da liga de AlMg foram:

Ataque ácido utilizando o reagente de Barker como eletrólito → 11,2

ml de ácido fluorbórico (HBF4) a 50% + 500 ml H2O destilada. Como

reagente alternativo foi testada a solução contendo 10,3 ml HF a 48% + 4,4

g de H3BO3 (que equivale a 10 ml de HBF4 a 50%);

Técnica → Utilizando o eletrólito como meio condutor de carga,

formar uma camada anodizante pela imposição de uma diferença de

potencial (24 V) e a passagem de corrente (0,5 A/mm2) entre o cátodo (aço

inoxidável austenítico) e o ânodo (AlMg), empregando uma fonte de tensão

variável (vide figura 4.15);

Distância entre o ânodo e o cátodo → 25 mm;

Dimensões do cátodo → 88 x 27 x 2 mm;

Profundidade de imersão do centro do ânodo e do cátodo → 28 mm;

Tempo de ataque → 2 min;

Temperatura do eletrólito → 25 °C;

Arrancamento das bolhas de H2, formadas no cátodo, através da

agitação mecânica do eletrólito (a formação de bolhas reduz a área útil do

cátodo e, como conseqüência, dificulta o processo de condução de carga

108

elétrica – corrente passando pelo ânodo). A figuras 4.15 e 4.16 apresentam

detalhes do agitador mecânico;

Agitador

Amperímetro

Fonte de tensão

Recipiente

Suporte

Haste condutora

Soluçãoeletrolítica

Ânodo(corpo de prova)

Cátodo

+12

+ -

-12+5 -5 (-)

Voltímetro

+ -

Figura 4.15 – Representação esquemática da célula eletrolítica.

(a) (b)

Figura 4.16 – (a) Visão geral da célula eletrolítica e (b) recipiente para eletrólise.

Lavagem da superfície, após ataque, com água morna a 50 °C;


Aquisição de imagem através de microscopia.

4.3.4 Determinação do tamanho e forma do grão

Através de observações preliminares, foi detectado que a implementação da

variante pulsação térmica, dentro das condições experimentais determinadas,

ocasiona alterações tanto no tamanho (diâmetro médio) quanto na forma (modo de

crescimento – equiaxial e/ou colunar) dos grãos formados na zona fundida. Desta

109

forma, foi necessária a utilização de duas diferentes, porém complementares,

metodologias para viabilizar a análise das características granulométricas

(diâmetro e forma) apresentadas em virtude das variações no procedimento de

soldagem.

a) Determinação do diâmetro médio dos grãos (AlMg)

A primeira metodologia utilizada, proposta pelas normas ASTM E19 e ASTM

E 112, tem como objetivo a determinação do número de grãos (somatório dos

valores inteiros e frações) inscritos em um quadrado, contendo uma área de 1 pol2

(6,45 cm2), sobreposto na imagem digitalizada dos grãos (aumento de 100x). A

relação entre o número de grãos e o respectivo número ASTM (n) é expressa por:

1n2a −−−−==== (Eq. 4.9)

Onde:

a → número de grãos contidos no quadrado sob um aumento de 100x;

n → número ASTM.

Portanto, para um aumento de 100x, o diâmetro médio poderá ser expresso

por:

mma1

286,0mm100

a.16,645

4

100

área4

dm ====ππππ====ππππ==== (Eq. 4.10)

Uma vez conhecidos os valores do dm-pt (diâmetro médio fase de pulso

térmico) e do dm-bt (diâmetro médio na fase de base térmica) determina-se o

diâmetro médio, compreendido em um período térmico (Tt), por meio da relação:

2

ddd btmptm

m−−−−−−−− ++++

==== (Eq. 4.11)

Onde:

dm-pt → diâmetro médio dos grãos na região do pulso térmico;

dir a-bt → diâmetro médio dos grãos na região da base térmica.

110

Observação :

Como o objetivo deste trabalho é avaliar o efeito da pulsação térmica sobre

o tamanho médio do grão, não foi levado em consideração, como resposta, o

número ASTM (n), mas sim o diâmetro médio do grão (dm) apresentado pela zona

fundida, na região compreendida por um período térmico (Tt).

O número ASTM (n) não apresenta uma boa sensibilidade quando o foco da

análise é avaliar como o tamanho do grão se comporta em função de variações no

procedimento de soldagem, vide tabela 4.26. Uma mudança no valor de n

dependerá que o número de grãos por unidade de área ou o diâmetro médio (dm)

dobre ou caia pela metade em relação ao número inicial (por exemplo, duas

regiões contendo 128 e 256 grãos/mm2, respectivamente, terão o mesmo número

ASTM (n = 4), mas terão as mesmas características mecânicas?).

Tabela 4.26 – Definição do tamanho de grão baseado no número ASTM (n). Extraído de Palma et al (1984).

Número ASTM (n) Grãos/pol 2 a 100X Grãos/mm 2 Diâmetro médio (mm)

-3 0,06 1 1

-2 0,12 2 0,75

-1 0,25 4 0,50

0 0,50 8 0,35

1 1 16 0,25

2 2 32 0,18

3 4 64 0,125

4 8 128 0,091

5 16 256 0,062

6 32 512 0,044

7 64 1024 0,032

8 128 2048 0,022

9 256 4096 0,016

10 512 8196 0,011

11 1024 16384 0,008

12 2048 32768 0,006

111

2,54 cm

2,54

cm

100X

1

2

8½5

3 10

3

46

9 3/4

½

11

1/4

1/4

1/4

Figura 4.17 – Representação esquemática da técnica utilizada para determinação

do diâmetro dos grãos. Onde: a = 12,25 grãos e dm = 0,081 mm.

A determinação do número de grãos (a), a partir da imagem digitalizada, foi

executada com o auxílio de um programa comercial para tratamento de imagem,

como ilustrado pela figura 4.17.

b) Determinação da forma do grão ou modo de cresciment o (AlMg)

Como a pulsação térmica poderá apresentar influência conjunta sobre a

forma e o tamanho do grão é necessário, para uma caracterização completa, que

seja feita uma avaliação conjunta destas duas características morfológicas. Assim,

é proposta uma segunda metodologia através da adoção de um parâmetro,

baseado nas características geométricas do grão, que estime o modo de

crescimento apresentado pela zona fundida.

A idéia básica é relacionar a largura média dos grãos (medida

perpendicularmente à direção de crescimento) com o comprimento médio dos

grãos (medida na direção de crescimento), objetivando obter um valor numérico

(adimensional) que estime o quanto o modo de crescimento, da região medida, se

afasta da condição equiaxial (“igualdade” entre a largura e o comprimento do grão).

A técnica utilizada foi a sobreposição de duas linhas perpendiculares com

dimensões conhecidas (2 mm de comprimento para cada direção, sob ampliação

de 62x) sobre a imagem digitalizada dos grãos, com um aumento, também, de 62x.

Em seguida, contava-se o número de grãos interceptados pela linha posicionada

perpendicularmente à direção de crescimento (dir a) e o número dos grãos

interceptados na direção paralela ao crescimento (dir b), vide figura 4.18.

112

Uma vez conhecidos os valores de dir a e dir b, no pulso e na base térmica,

determina-se o parâmetro do modo de crescimento (PMC) por meio da relação:

btbptb

btapta

b

a

dirdir

dirdir

dirdir

PMC−−−−−−−−

−−−−−−−−

++++++++

======== (Eq. 4.12)

Onde:

dir a-pt → número de grãos interceptados na região do pulso térmico,

perpendicularmente à direção de crescimento;

dir a-bt → número de grãos interceptados na região da base térmica,


dirb b-pt → número de grãos interceptados na região do pulso térmico,

paralelamente à direção de crescimento;

dir b-bt → número de grãos interceptados na região da base térmica,

paralelamente à direção de crescimento.

2 mm

62X

2 m

m

dira

Dirb

Dire

ção

de c

resc

imen

to

(a)

62X

dira

Dirb

Dir

eção

de

cres

cim

ento

(b)

Figura 4.18 – Representação da técnica utilizada para determinação do parâmetro do modo de crescimento (PMC). Onde: Em (a) dir a = 11 grãos, dir b = 8 grãos e

PMC = 1,4 e em (b) dir a = 6 grãos, dir b = 6 grãos e PMC = 1,0.

Assim, quando PMC tender para 1, o modo de crescimento predominante na

zona fundida será equiaxial e, em contra partida, quanto mais o valor de PMC se

afasta de 1 mais alongado será o grão apresentado.

A determinação do número de grãos interceptados em cada direção (dir a e

dir b) foi executada com o auxílio de um programa comercial para tratamento de

imagem, conforme ilustrado pela figura 4.18.

113

c) Determinação da largura média do grão austenítico p rimário (Aço)

Branco (1994) cita que o procedimento comumente adotado para a

determinação do tamanho médio do grão austenítico, na região colunar, na

realidade, está se referindo apenas a sua largura média. Portanto, com base nesta

consideração, é necessária a adoção de um método de medição que possibilite a

determinação da largura média do grão austenítico primário, tendo como

preocupação adicional a tomada das medidas sempre perpendicularmente à

direção de crescimento.

A técnica utilizada foi a sobreposição de uma reta (L) de tamanho conhecido

(1,5 mm, ampliada 128x) sobre a imagem digitalizada da região colunar (contendo

a mesma ampliação), nos pontos C (pulso térmico) e D (base térmica), vide figuras

4.13 e 4.19. A largura média do grão, em cada ponto, foi então determinada pela

divisão do valor da reta (1,5 mm) pelo número de grãos interceptados. A largura

média dos grãos na zona fundida (Lzf), por sua vez, foi obtida pela média das

medidas nos pontos C e D, como expresso pela equação 4.13.

2LL

L DCzf

++++==== (Eq. 4.13)

Onde:

LC → largura média dos grãos no ponto região C do pulso térmico,


LD → largura média dos grãos no ponto região D da base térmica,

perpendicularmente à direção de crescimento.

128X

FP(G)

L

Figura 4.19 – Técnica utilizada na determinação da largura do grão colunar.

114

A determinação da largura média dos grãos interceptados foi executada com

o auxílio de um programa comercial para tratamento de imagem (simulando a

imagem visualizada no campo escuro – diferenciação da ferrita de contorno de

grão FP(G)).

4.3.5 Determinação da fração volumétrica dos microc onstituintes (Aço)

O procedimento utilizado foi baseado nas recomendações sugeridas pelo

IIW. Adotou-se a técnica da determinação da fração volumétrica pela contagem

dos pontos interceptados, pelo microconstituintes de interesse, na grade

sobreposta a imagem digitalizada (pontos C e D). A grade apresenta 165 pontos de

medição com reticulado espaçado de 0,05 mm.

Com a imagem ampliada 340x, foram contados os números de pontos

interceptados por cada um dos microconstituintes (FA, FG(P), FS(A) e FS(SP))

contidos nas regiões selecionadas da zona fundida e, ao final, os pontos contados,

para cada uma das fases, foram divididos pelo número de pontos da grade

(percentual relativo). Uma vez conhecidas as frações volumétricas nas regiões C

(pulso térmico) e D (base térmica) os percentuais relativos dos microconstituintes,

em um período térmico (Tt), foram determinados pela equação 4.14.

2PP

(%)P DCZF

++++==== (Eq. 4.14)

Onde:

PZF (%) → volume médio do microconstituinte de interesse na zona fundida;

PC e Pd → percentuais do microconstituinte de interesse nas regiões C e D.

Fase A Fase B

Figura 4.20 – Representação esquemática do processo de quantificação das percentagens volumétricas. Onde: PA (%) = 11,4 e PB (%) = 8,5.

115

A quantificação dos microconstituintes foi executada com o auxílio de um

programa comercial para tratamento de imagem, como ilustrado pela figura 4.20.

4.3.6 Determinação do volume de vazios e sua distri buição (AlMg)

A determinação do volume de vazios (valor estimado do volume de poros),

possivelmente gerado na zona fundida pela implementação da pulsação térmica,

foi realizada através do princípio do empuxo, proposto por Arquimedes. Nesta

técnica, também conhecida como gravimetria, estima-se o volume de vazios,

presente no cordão, relacionando-se a densidade da zona fundida (densidade

observada) com a densidade relativa obtida pela combinação da densidade do

arame com a densidade do metal de base (densidade esperada).

Basicamente, a técnica de gravimetria consiste das seguintes etapas:

a) Determinação das densidades do metal de base ( ρρρρMB) e do arame ( ρρρρar)

Seleção e extração das amostras representativas dos consumíveis,

seguidas pela determinação das densidades experimentais.

Observação :

A determinação experimental da densidade é necessária em virtude do valor

teórico, além de apresentar arredondamento em suas casas decimais, considerar

que o material não apresenta porosidade, o que poderá inserir erros nos

experimentos.

b) Seleção e extração da zona fundida

Nesta etapa, foram extraídos corpos-de-prova dos terços finais dos cordões

para a determinação das densidades observadas nas zonas fundidas (ρρρρobs ), em

decorrência da variação do procedimento experimental (Análise fatorial).

Neste ponto, é importante salientar os cuidados que se deve ter quando da

preparação dos corpos-de-prova. Como o interesse da análise é avaliar o volume

de vazios somente na zona fundida, é comumente verificado que não há a

preocupação em se fazer a retirada das amostras o mais próximo possível da linha

de fusão (acompanhando o perfil de penetração) e que o grau de acabamento da

superfície recortada é considerado secundário.

116

No primeiro caso, há o inconveniente da retirada excessiva de parte da zona

fundida e, conseqüentemente, tem-se uma análise possivelmente mascarada pela

ausência de parte da porosidade e/ou de pontos contendo falta de

penetração/fusão (falta de padronização para a forma de extração e para a

dimensão da amostra).

Finalmente, para o grau de acabamento da superfície recortada é notado

que muitos experimentos têm sido realizados com diferentes graus de acabamento

(falta de uma padronização) e, por conseguinte, para um mesmo corpo-de-prova, o

volume levantado através do princípio do empuxo possivelmente sofrerá variação

em função do acabamento apresentado, ou seja, as superfícies muito rugosas

podem reter pequenas bolhas de ar durante o processo de imersão e, assim,

induzindo o experimentador a estimar um volume maior de vazios.

Nos experimentos os corpos-de-prova tiveram a seguinte preparação:

Extração de amostras representativas (3 cm de comprimento) dos

cordões, na condição simples deposição;

Lixamento (600 mesh) e ataque da seção transversal para o

levantamento da diluição média (dil m) e a visualização do perfil da zona

fundida. Uma vez determinada a localização da linha de fusão, foi

executada a extração manual da zona fundida, preservando a região

de ligação cordão-metal de base;

Lixamento (600 mesh) da superfície recortada (redução da rugosidade

proveniente do corte mecânico);

Limpeza através de ultrasom, utilizando-se álcool como fluido.

c) Determinação da massa e volume dos corpos-de-pro va

Uma balança de resolução (0,0001 g) foi empregada no levantamento das

massas experimentais das amostras (mobs ), vide figura 4.21.

Os volumes das amostras foram determinados através da:

Determinação da massa inicial (mH20) apresentada por um recipiente

contendo água destilada sob temperatura controlada (18 °C);

Imersão da amostra, suspensa por um fio contendo massa e volume

desprezíveis, no recipiente e posterior determinação da nova massa do

recipiente (m final ), vide novamente figura 4.21.

117

Como a densidade da água (ρρρρH2O) é igual a 1 g/cm3, o volume apresentado

pelo corpo-de-prova (VolCP) pode ser definido pela expressão abaixo, a qual

determina o volume de água deslocado pela imersão da amostra.

O2HfinalO2H

O2Hfinal

O2HCP mm

g.g).mm(

g.empuxo

Vol −−−−====ρρρρ

−−−−====ρρρρ

==== (Eq. 4.15)

Onde:

g → aceleração da gravidade (9,8 m/s2).

(a)

(b)

Figura 4.21 – Método utilizado para a determinação das massas e dos volumes dos corpos-de-prova. Onde: (a) posicionamento do corpo-de-prova no interior da

balança (b) detalhe da região de imersão.

d) Determinação da densidade do corpo-de-prova

Uma vez conhecido o volume, o valor da densidade pode ser determinado

pela expressão:

CP

obsCP Vol

m====ρρρρ (Eq. 4.16)

e) Determinação do volume de vazio

Sabendo-se os valores das densidades de referência (ρρρρar e ρρρρMB), das

densidades observadas (ρρρρCP) e das diluições médias (dil m) os valores dos volumes

118

de vazios podem finalmente ser determinados pela relação entre as densidades,

conforme apresentado pela equação abaixo.

pond

CPpondVZVol

ρρρρρρρρ−−−−ρρρρ

==== (Eq. 4.17)

arMB

arMBpond %%

.ar%.MB%++++

ρρρρ++++ρρρρ====ρρρρ (Eq. 4.18)

Onde:

VolVZ → volume de vazios apresentado pelo corpo-de-prova;

ρρρρpond → densidade média ponderada da zona fundida gerada pela variação

no valor da diluição do cordão (valor esperado);

%MB → percentagem de metal de base estimado na zona fundida através

da dil m;

%ar → percentagem de arame estimado na zona fundida através da dil m.

Observação :

O uso da densidade média ponderada (ρρρρpond ), como valor representativo da

densidade na zona fundida (ZF), deve-se ao fato da pulsação térmica provocar

diferentes níveis de diluição entre o pulso e a base térmica. Portanto, é necessário

que se conheça o perfil de penetração (combinação das vistas longitudinal e

transversal do cordão) para que seja determinada a melhor maneira de levantar o

valor da ρρρρpond .

Morais et al (2002) citam que a determinação do volume de vazios pelo

método gravimétrico apresenta uma acurácia de aproximadamente 99,7%.

A figura 4.21 apresenta uma descrição dos procedimentos adotados na

determinação dos volumes apresentados pelos corpos-de-prova, empregando-se o

princípio do empuxo de Arquimedes.

No anexo I é exposta a tabela com os valores levantados para ρρρρar, ρρρρMB, ρρρρCP,

%MB, %ar, ρρρρpond e VolVZ.

119

f) Determinação da localização preferencial dos vaz ios (poros)

Observação :

A definição pura e simplesmente do volume de vazios é uma informação que

requer o conhecimento adicional da forma, distribuição e localização destes vazios

(poros e/ou falta de fusão) no cordão de solda, para que se tenha uma

caracterização mais palpável sobre o fenômeno.

Nos experimentos, esta informação adicional foi levantada através da

análise por microscopia ótica (100x) das seções longitudinais e transversais das

zonas fundidas.

4.3.7 Microscopia ótica

A técnica de microscopia ótica foi empregada para auxiliar a caracterização

do efeito da pulsação térmica sobre a microestrutura da zona fundida (perfil de

penetração, tamanho e forma do grão, espaçamento dendrítico, localização e

forma de porosidade e volume de microconstituintes) e da zona termicamente

afetada ZTA (diferença na granulometria e na largura), entre o pulso e base

térmica.

A bancada de microscopia ótica, utilizada na caracterização dos corpos-de-

prova, é composta pelos seguintes equipamentos (vide figura 4.22(a)):

Microscópio metalúrgico modelo BX60M (fabricado pela OLYMPUS);

Sistema de aquisição (digitalização) de imagem OLYMPUS DP11;

Microcomputador Pentium III (1 GHz).

(a)

(b)

Figura 4.22 – Equipamentos utilizados na caracterização dos corpos-de-prova (imagem e perfil de dureza). Onde: (a) Microscópio ótico e (b) microdurômetro.

120

4.3.8 Microscopia eletrônica de varredura

Para auxiliar na acurácia da caracterização do efeito da pulsação térmica

sobre a subestrutura (espaçamento intercelular ou dendrítico) das ligas estudadas,

foi utilizada microscopia eletrônica de varredura (MEV).

O equipamento empregado apresenta as seguintes especificações:

Marca Philips;

Modelo XL-30;

Equipado com um espectrômetro de energia dispersiva (EDS-EDAX),

para a formação de imagem e a determinação, por microanálise, da

composição química;

Voltagem de aceleração do feixe de elétrons de 20 keV (como

condição de operação adotada nas análises).

4.3.9 Levantamento da dureza média da zona fundida

A aplicação do ensaio de dureza nas superfícies dos corpos-de-prova

objetivou relacionar as possíveis alterações na dureza média apresentada na

seção longitudinal da zona fundida com eventuais variações no tamanho e na

forma do grão, para o AlMg, e com os volumes dos microconstituintes (ferrita

acicular – FA, ferrita de contorno de grão – FP(G), ferrita com segunda fase

alinhada – FS(A) e ferrita de placa lateral – FS(SP)), para o aço.

Para o levantamento da microdureza, na região longitudinal da zona

fundida, foram empregados os seguintes equipamentos e procedimentos:

Microdurômetro Shimadzu HMV – 2 (vide a figura 4.22(b));

Endentador (indentador) Vickers;

Carga de endentação de 9,8 N (HV1), para o aço, e 4,9 N (HV0,5) para o

alumínio;

Tempo de endentação de 20 s;

Tomada de três medidas (med ) em cada uma das regiões

selecionadas (pontos A, B, C, D, E e F, vide novamente a figura 4.13),

seguida pela determinação das médias em cada ponto e utilizando-se,

posteriormente, estes valores para o cálculo da dureza média

(resposta) apresentada pela zona fundida, no intervalo de um período

térmico (Tt). Os cálculos seguiram as formulações descritas abaixo.

121

3medmedmed

dur 321pto

++++++++==== (Eq. 4.19)

6

durdurdurdurdurdurdur ptoFptoEptoDptoCptoBptoA

mg

++++++++++++++++++++==== (Eq. 4.20)

Onde:

dur pto → dureza média em cada região;

dur mg → dureza média da zona fundida na região de um período térmico.

Observação :

Na liga AlMg, em decorrência da formação de uma fina e transparente

camada anodizante, produzida durante o ataque eletrolítico, é necessário reavaliar

o procedimento normalmente adotado no levantamento do perfil de dureza da

região atacada. A endentação (penetração da pirâmide de diamante) sob a

superfície atacada acarreta o trincamento da camada anodizante e a deformação

nas bordas da impressão. Esta anomalia, por sua vez, mascara as medições em

decorrência da dificuldade na determinação dos vértices da impressão (Fig. 4.23).

O problema criado é que a seleção das regiões a serem levantadas a

dureza normalmente utiliza os grãos como referência e, portanto, dependerá que a

estrutura esteja revelada (presença da camada anodizante), mas, em

contrapartida, a presença da camada dificultará a leitura pela anomalia.

A figura 4.23 (itens a e b) exemplifica o problema observado na tomada da dureza sobre a superfície revelada. Nestes itens, verifica-se que as trincas e as deformações não aparecem no ataque convencional.

(a)

(b)

Figura 4.23 – Efeito do tipo de ataque sobre o aspecto da endentação (AlMg). Onde: (a) ataque eletrolítico (HBF4) com a formação de trincas e deformações na camada anodizante, próxima as bordas, e (b) ataque por imersão (reagente de

Keller) sem a ocorrência de defeitos na endentação.

122

CAPÍTULO V

RESULTADOS E

DISCUSSÕES

5.1 Introdução

Este capítulo analisa os resultados experimentais (respostas) decorrentes

da adoção de duas diferentes formas de onda de pulsação térmica (onda I e onda

II). Primeiramente, debate-se as possíveis influências do emprego da variante

MIG/MAG Térmico sobre a estabilidade na região do arco. Num segundo

momento, avalia-se como esta variante, através de modificações no procedimento

de soldagem, atua sobre o aspecto superficial e as características geométricas do

cordão e sobre a microestrutura apresentada pela zona fundida. Finalmente,

conhecidas as reais vantagens e desvantagens da pulsação térmica, tenta-se gerar

um elo entre as características de deposição (processo) e as respostas

apresentadas pela zona fundida (metalurgia).

5.2 Avaliação do efeito da pulsação térmica sobre a região do arco

5.2.1 Variação no valor do comprimento do arco ( llll0)

Na forma de onda I , o valor de llll0 não apresenta, de maneira geral, uma

variação significativa entre as fases de pulso (pt ) e base térmica (bt ), tornando a

região do arco mais estável. Esta característica está relacionada principalmente ao

fato da imposição da modulação sincronizada entre os sinais de corrente (Im) e da

velocidade de alimentação do arame (va), para as referidas fases (vide figuras

5.1(a) e 5.2(a)). Contudo, em função das diferenças, normalmente apresentadas

nas dinâmicas de resposta (inércia) dos sinais de corrente (dI/dt ) e de velocidade

de alimentação do arame (dva/dt ), poderá ocorrer uma pequena variação de llll0 nas

interfaces pt /bt e bt /pt .

Como a inércia no sinal do arame (dva/dt ) é maior que no sinal de corrente

(dI/dt ), observa-se uma pequena instabilidade nos instantes iniciais de cada fase.

No início da fase de base térmica, há um ligeiro aumento na projeção do arame,

em virtude da rápida mudança no valor da corrente média (passagem de Impt para

123

Imbt), enquanto a variação no valor de va é lenta (passagem de va-pt para va-bt).

Para o caso da passagem de bt /pt , início da fase de pulso térmico, o mecanismo

apresentado é inverso. Nestas interfaces, o sinal (oscilograma) de va apresenta um

pico nos instantes iniciais de cada fase, em decorrência da inércia do sistema de

tracionamento empregado (vide figura 5.1(a) e 5.2(a)).

É importante salientar que a intensidade desta forma de instabilidade

(variação em llll0) será função da intensidade da perda na condição xaxf TT ====

(igualdade entre a taxa de fusão e a taxa de alimentação), a qual poderá acarretar

uma variação na projeção do arame em relação ao bico de contato (llll).

Em face da aparente estabilidade apresentada na região do arco, esta forma

de onda não demonstra limitação quanto ao seu campo de utilização e, em função

da manutenção em llll0 (Us ≈≈≈≈ constante ), alterações no aspecto superficial

(escamas) e na geometria do cordão (penetração, reforço e largura) e na

microestrutura da zona fundida, no intervalo de um período térmico (Tt), serão

geradas, a princípio, apenas pela modulação dos sinais (Im e va).

Para a forma de onda II , a variação em llll0 ocorre durante todo o período

térmico (Tt), gerando instabilidade na região do arco. Como a velocidade de

alimentação do arame é mantida constante e o sinal de corrente é variado

periodicamente, entre Impt e Imbt, haverá sempre a perda na condição xaxf TT ==== .

Assim, para a fase de base térmica, como xaxf TT <<<< , o valor de llll0 diminuirá,

provocando um aumento contínuo na projeção do arame e possibilitando a

ocorrência de curto-circuito. Em contrapartida, em pt , como xaxf TT >>>> , llll0

aumentará, acarretando a diminuição na projeção do arame e viabilizando a

possibilidade da fusão do arame com o bico de contato, vide figura 5.1(b) e 5.2(b).

As observações experimentais demonstram que o ajuste nesta forma de

onda é mais complexo em comparação à forma de onda I e que a sua faixa de

operação – relações adotada para Imbt x tbt e Impt x tpt – será limitada, por um

lado, pela possibilidade de curto-circuito (llll0 = 0) e, por outro lado, pela fusão do

arame com o bico de contato. De uma maneira geral, para que isso não ocorra, o

valor de tbt deverá ser reduzido e sempre inferior ao valor de tpt e, para o caso do

valor adotado para tpt, a preocupação será evitar a fusão do arame com o bico de

contato (valor excessivo de llll0).

124

Comportamento de llll0 – Onda I Comportamento de llll0 – Onda II

(a) Base térmica (b) Base térmica

A

B

C

A B

C

300 600 900 1200 1500

50

100

150

200

250

300FED

CBA

Cor

rent

e (A

)

Tempo (ms)

300 600 900 1200 15000

10

20

30

40

Ten

são

(V)

Tempo (ms)

300 600 900 1200 15000

5

10

Vel

ocid

ade

do a

ram

e (m

/min

)

Tempo (ms)

200 300 400 500 600 700 800 9000

50

100

150

200

250

FED

CBA

Cor

rent

e (A

)

Tempo (ms)

200 300 400 500 600 700 8000

10

20

30

40T

ensã

o (V

)

Tempo (ms)

200 300 400 500 600 700 8000

5

10

Vel

ocid

ade

do a

ram

e (m

/min

)

Tempo (ms)

(a) Pulso térmico (b) Pulso térmico

D

E

F

D E

F

Figura 5.1 – Comportamento do comprimento do arco (llll0) em função da forma de onda de pulsação. Onde: (a) onda I e (b) onda II . Material: Liga AlMg.

125

Comportamento de llll0 – Onda I Comportamento de llll0 – Onda II


A

B

C

A

B

C

400 600 800 1000 1200 1400 16000

100

200

300

400FEDCBA

100

300

Cor

rent

e (A

)

Tempo (ms)

400 600 800 1000 1200 1400 16000

10

20

30

40

Ten

são

(V)

Tempo (ms)

400 600 800 1000 1200 1400 1600

2

4

6

8

10

Vel

ocid

ade

do a

ram

e (m

/min

)

Tempo (ms)

300 450 600 750 900 10500

50

100

150

200

250

300

350

400

FEDCBA

Cor

rent

e (A

)

Tempo (ms)

300 450 600 750 900 10500

10

20

30

40T

ensã

o (V

)

Tempo (ms)

300 450 600 750 900 10500

5

10

Vel

ocid

ade

do a

ram

e (m

/min

)

Tempo (ms)


D

E

F

D

E

F

Figura 5.2 – Comportamento do comprimento do arco (llll0) em função da forma de onda de pulsação. Onde: (a) onda I e (b) onda II . Material: Aço baixo carbono.

126

Como a onda II é caracterizada pela mudança cíclica no valor de llll0, a

instabilidade apresentada na região do arco será função da combinação dos

efeitos gerados pela perda na igualdade xaxf TT ==== e pela variação no valor da

tensão (variação cíclica em Us). Portanto, alterações no modo de transferência

metálica, no aspecto superficial (escamas) e na geometria do cordão (penetração,

reforço e largura) e na microestrutura da zona fundida, no decorrer de um período

térmico (Tt), serão originadas pela variação complexa dos valores de Im, de Us e

da projeção do arame (efeito Joule).

5.2.2 Perda da condição de uma gota transferida por pulso (UGPP)

Na forma de onda I , dentro das condições experimentais implementadas, foi

observado que a possibilidade de perda da condição UGPP é mais provável de

ocorrer no início da fase de base térmica. Esta característica demonstra uma

ligação com a “herança térmica” deixada pela fase de pulso térmico, a saber, o

arame provavelmente inicia a bt mais aquecido e, por conseguinte, propicia

condições para a liberação de mais de uma gota, nos pulsos iniciais, até que a fase

entre em regime (vide figura 5.3). Neste ponto, é importante destacar que este

efeito foi verificado apenas no material com maior resistividade (aço carbono). No

material menos resistivo, liga AlMg, foi mantida a condição UGPP e a única

variação detectada foi a ocorrência de um pequeno aumento no diâmetro da gota,

presa à ponta do arame no início da bt .

Na forma de onda II , a variação cíclica no valor da projeção do arame (llll),

decorrente da imposição de um valor fixo de va e da modulação em Im, provoca

uma variação na parcela de calor gerado no arame, por efeito Joule (vide equação

5.1). Nesta condição, é esperado que a oscilação do calor produzido por efeito

Joule influencie na instabilidade da condição UGPP, principalmente na soldagem

de materiais de maior resistividade elétrica.

2

xf I..I.T lββββ++++αααα==== (Eq. 5.1)

Onde:

I → corrente de soldagem;

llll → projeção do arame em relação ao bico de contato (stickout);

127

αααα → constante que caracteriza as reações no ânodo e que apresenta relação com

o tipo de gás, tipo de eletrodo e polaridade empregada;

ββββ → constante associada com o aquecimento resistivo do eletrodo.

Possibilidade de perda da condição UGPP

Onda I – Início da base térmica (região A)

(a) Aço carbono (b) AlMg

269

275

279

2186

2195

2197

0.115 0.125 0.135 0.145

50

100

150

200

250

300

350

230 240 250 260 270 280

Final dopulso térmico

Primeiro pulsoda base térmica

Sinalda câmera

1.08 1.085 1.09 1.095 1.1

50

100

150

200

250

2160 2170 2180 2190 2200

Final dopulso térmico

Primeiro pulsoda base térmica

Figura 5.3 – Efeito da forma de onda I sobre UGPP. Onde: (a) ocorrência do destacamento de mais de uma gota por pulso (maior resistividade) e (b)

manutenção de UGPP (menor resistividade).

As observações experimentais demonstram que na forma de onda II ,

novamente em decorrência da variação cíclica no valor de llll, poderá ocorrer, para

materiais mais resistivos, tanto na base térmica quanto no pulso térmico, o

surgimento de três distintas regiões de destacamento das gotas, ou seja:

Região 1 (valores altos de llll0 e Us e baixo de llll)

No final do pulso térmico e no início da base térmica, onde llll apresenta o

menor valor, a gota será destacada com uma forma irregular e com o

diâmetro maior que o diâmetro do eletrodo, após a ocorrência de mais de

um pulso de corrente. Para detalhamento vide pontos A e F, no lado

direito da figura 5.4, e a figura 5.5;

128

Possibilidade de perda da condição UGPP durante T t – Onda II

AlMg Aço baixo carbono


A

B

C

A

B

C

200 300 400 500 600 700 800 9000

50

100

150

200

250

FED

CBA

Cor

rent

e (A

)

Tempo (ms)

200 300 400 500 600 700 8000

10

20

30

40

Ten

são

(V)

Tempo (ms)

200 300 400 500 600 700 8000

5

10

Vel

ocid

ade

do a

ram

e (m

/min

)

Tempo (ms)

300 450 600 750 900 10500

50

100

150

200

250

300

350

400

FEDCBA

Cor

rent

e (A

)

Tempo (ms)

300 450 600 750 900 10500

10

20

30

40

Ten

são

(V)

Tempo (ms)

300 450 600 750 900 10500

5

10

Vel

ocid

ade

do a

ram

e (m

/min

)

Tempo (ms)


D

E

F

D

E

F

Figura 5.4 – Instabilidade na condição UGPP, decorrente da variação em llll e da resistividade (material). Onde: (a) à esquerda AlMg e (b) à direita aço carbono.

129

Região 2 (valores intermediários de llll0, Us e llll)

Na faixa intermediária do pulso térmico e da base térmica, a gota será

destacada com uma forma regular e com o diâmetro igual ao diâmetro do

eletrodo, após a ocorrência de um pulso de corrente (manutenção de

UGPP). Para detalhamento vide os pontos B e E, no lado direito da

figura 5.4;

Região 3 (valores baixos de llll0, Us e alto de llll)

Na faixa final da base térmica e inicial do pulso térmico, mais de uma

gota serão destacadas com formas regulares, mas com diâmetros

diferentes, após a imposição de um pulso de corrente. Para

detalhamento vide pontos C e F, no lado direito da figura 5.4.

Aço carbono

Perda de UGPP na fase de pulso térmico (Onda II)

Fim primeiro pulso Início segundo pulso Fim segundo pulso Destacamento final base

Figura 5.5 – Destacamento da gota apresentando um diâmetro maior que o arame, após a imposição de dois pulsos de corrente (perda da condição UGPP).

Na soldagem do AlMg, utilizando a forma de onda II , não foi verificada a

perda da condição UGPP, durante todo o período térmico (Tt). As alterações

detectadas foram um pequeno aumento no diâmetro da gota, na interface pt /bt , um

alongamento do pescoço na fase de pulso térmico, antes do destacamento da gota

e, finalmente, que a gota destacada toma uma forma irregular (vide figura 5.6).

5.2.3 Agitação da poça de fusão

A utilização da pulsação térmica propicia a ocorrência de diferentes graus de

agitação da poça de fusão, entre as fases de pulso térmico e de base térmica.

É interessante avaliar “como” e o “quanto” a pulsação térmica poderá atuar

sobre o grau de agitação da poça, uma vez que esta instabilidade no metal líquido

130

poderá gerar diferença na geometria do cordão e na microestrutura apresentada

pela zona fundida.

Na forma de onda I , em decorrência da modulação nos valores de Im e va,

supõe-se que vários fatores contribuem para a diferença no grau de agitação da

poça, ou seja, a turbulência no metal líquido variará pela mudança nos valores da

força eletromagnética (Fem), da força devido ao gradiente na tensão superficial (Fγγγγ),

da força devido à convecção com fluxo líquido (buoyancy – Fb), da freqüência de

destacamento das gotas e da variação na pressão do arco (Fpa), entre as fases de

pulso e base térmica.

Para a forma de onda II , os mecanismos atuantes demonstram uma maior

complexidade. Além da variação descrita acima, haverá ainda o efeito produzido

pela mudança cíclica nos valores da tensão de soldagem (Us), da projeção do

arame (llll) e da distância de destacamento da gota (variação no comprimento do

arco – llll0).

A figura 5.6 ilustra, para a onda I , a diferença gerada no grau de agitação da

poça. Observe que a instabilidade da poça será maior na fase de pulso térmico

(veja a diferença na ondulação da poça).

Agitação da poça de fusão – Onda I

AlMg Base térmica (região B)

Meio de t p

Interface de t p com t b

Meio de t b

Fim de t b

Pulso térmico (Região E) Meio de t p

Interface de t p com t b

Meio de t b

Fim de t b

Ondulação na poça

Figura 5.6 – Diferença no grau de agitação da poça de fusão entre as fases de pulso térmico e de base térmica.

131

5.2.4 Geração de salpico e fuligem (fumos)

O uso da pulsação térmica poderá acarretar diferentes níveis de fumos e

salpicos entre as fases de pulso térmico e de base térmica.

Na forma de onda I , partindo-se do pressuposto de que o diâmetro da gota

não varie durante Tt, a diferença na quantidade de fuligem gerada entre pt e bt

apresentará relação com o número de gotas transferidas em cada fase (gotas

expostas na região do arco) e com o tamanho da poça de fusão. Assim, como na

fase de pulso térmico tanto a freqüência de destacamento das gotas quanto o

tamanho da poça são maiores, em relação à base térmica, haverá mais formação

de fumos (vaporização do metal líquido) em decorrência do aumento na superfície

de metal líquido exposta na região do arco. Como a quantidade de salpicos

gerados nesta forma de onda é reduzida, considera-se que a sua parcela de

contribuição na geração de fumos seja desprezível.

Para a forma de onda II , é esperado que a quantidade gerada de fumos,

tanto no pulso térmico quanto na base térmica, seja maior que na forma de onda I .

Esta consideração é embasada na instabilidade criada pela variação cíclica do

comprimento do arco (llll0). Esta alteração em llll0, como já foi discutido

anteriormente, por provocar, ao mesmo tempo, variação no diâmetro da gota e no

seu tempo de translado, da ponta do arame à poça, irá propiciar maior superfície

de metal líquido exposta ao arco, em comparação a onda I .

Os experimentos mostram que a quantidade de fuligem depositada sobre o

metal de base é maior na fase de pulso térmico, tanto para o alumínio quanto para

o aço, o que valida as considerações propostas.

Para um melhor detalhamento dos mecanismos envolvidos na formação de

fumos vide Bosworth et al (2000), Mendez et al (2000) e Dennis et al (2001).

A figura 5.7 detalha o mecanismo observado na formação de salpicos,

durante a soldagem do alumínio. Observe que o salpico é gerado a partir do

pescoço (efeito pinch), formando uma ponte entre a gota e o arame. Após o

destacamento, a ponte toma um movimento errático e um possível destacamento

(salpico) será função do seu comprimento inicial (veja novamente a figura 5.4(a)).

Outro mecanismo observado de concepção de salpicos está associado com

a formação de gotas de diâmetros bem maiores que o diâmetro do arame. Estas

gotas são originadas na forma de onda II , onde a condição UGPP falha quando a

132

projeção do arame é pequena (final de pt e início de bt ). Após sucessivos pulsos,

uma grande gota é transferida em direção da poça e ao colidir, provoca salpico de

tamanho variado (vide figuras 5.4 e 5.7).

AlMg

Formação salpico na fase de pulso térmico (Onda II)

Formação pescoço

Rompimento pescoço

Formação salpico

Gota

Salpico

Figura 5.7 – Mecanismo de formação do salpico na soldagem do AlMg.

5.2.5 Transferência por explosão

O objetivo deste tópico é apenas o de registrar a ocorrência de explosões

das gotas no momento do destacamento, uma vez que a documentação deste tipo

de fenômeno é escassa.

AlMg

Ocorrência de explosão durante o destacamento da go ta (Onda II)

A B C D

Cor

rent

e (A

)

1.656 1.666

50

100

150

200

250

3310 3320 3330 3340

A B C D

Tempo (s)

Ten

são

(V)

1.656 1.66615

20

25

30

35

A B

C D

Tempo (s)

Figura 5.8 – Ocorrência de explosão da gota instante antes do destacamento.

133

As explosões observadas estão relacionadas com o teor e com a pressão de

vapor dos elementos de liga (Siewert, 1989). Neste caso, em função do nível alto

de Mg no metal de adição utilizado (AWS ER 5356, com 4,7% de Mg), durante a

formação da gota metálica ocorrerá o superaquecimento acima do ponto de

ebulição do Mg, provocando sua vaporização e viabilizando a explosão da gota.

É importante ressaltar que as explosões ocorreram de forma esporádica e

sempre na fase de pulso térmico, o que reforça a idéia do superaquecimento da

gota (imposição de um valor alto de Ip).

A figura 5.8 detalha as diversas etapas durante a transferência de uma gota.

Observe, através dos oscilogramas, que momentos antes de haver o

destacamento, concomitantemente o pescoço é formado e a gota explode, veja

ponto B (neste ponto da onda de tensão forma-se um vale, em decorrência da

instabilidade).

5.2.6 Influência da freqüência térmica (F t) sobre o sinal de v a

Na etapa preliminar da análise do efeito da Ft sobre a estrutura apresentada

pela zona fundida, foi observado que a resposta do sistema de alimentação do

arame torna-se mais crítica à proporção que o valor de Ft aumenta.

De uma maneira geral, levando em consideração a dinâmica do sistema

utilizado, a forma de onda apresentada, para valores distintos da freqüência

térmica, poderá ser dividida em três regiões, ou seja:

Região 1 (valores baixos de freqüência – Ft ≤≤≤≤ 2 Hz)

Nesta região, a onda proporcionada pelo oscilograma de va mostra um

formato aproximadamente retangular, com picos de va nas interfaces

térmicas. Como o valor de Ft é baixo, os valores selecionados de va são

logo estabilizados após os picos (vide figura 5.9(a));

Região 2 (valores intermediários de freqüência – 2 Hz < Ft < 5 Hz)

A segunda região é caracterizada pelo formato trapezoidal da onda e por

picos maiores no sinal de va, nas interfaces de pulsação. À medida que a Ft

aumenta, os picos passam a ser dominantes e a estabilização nos valores

de va tende a desaparecer (vide figura 5.9(b));

Região 3 (valores altos de freqüência – Ft ≥≥≥≥ 5 Hz)

A forma de onda apresentada, nesta faixa de valores de Ft, é triangular.

Nesta região, a inércia do sistema de alimentação faz com que os valores

134

va-pt e va-bt se aproximem de um valor intermediário a medida que Ft

aumenta, ou seja, numericamente, o pico de va-pt reduz e o pico de va-bt

aumenta (vide figura 5.9(c)).

Efeito da freqüência térmica sobre a dinâmica de v a – Onda I (AlMg)

Região 1 (F t = 1 Hz) Região 2 (F t = 2,5 Hz) Região 3 (F t = 10 Hz)

0 500 1000 15000

100

200

300

Base térmica

Pulso térmico

Cor

rent

e (A

)

Tempo (ms)

0 500 1000 15000,0

2,5

5,0

7,5

10,0

Onda retangular

Picos nas interfaces

Vel

ocid

ade

do a

ram

e (m

/min

)

Tempo (ms)

(a)

0 500 1000 15000

100

200

300

Cor

rent

e (A

)

Tempo (ms)

0 500 1000 15000,0

2,5

5,0

7,5

10,0

Onda trapezoidal

Elevação dos picos nas interfaces

Vel

ocid

ade

do a

ram

e (m

/min

)

Tempo (ms)

(b)

0 500 1000 15000

100

200

300

Cor

rent

e (A

)

Tempo (ms)

0 500 1000 15000,0

2,5

5,0

7,5

10,0Onda triangular

Vel

ocid

ade

do a

ram

e (m

/min

)

Tempo (ms)

(c)

Figura 5.9 – Efeito da freqüência térmica sobre a dinâmica de va. Onde: (a) região 1, (b) região 2 e (c) região 3.

Do exposto, é evidenciado que a variação de Ft, como uma possível forma

de melhoria no metal depositado, exigirá a utilização de um sistema de

alimentação do arame que satisfaça a modulação nos valores de va almejados

(dinâmica de resposta), na faixa de freqüência térmica pretendida.

5.3 Análise isolada dos parâmetros de pulsação térmica

5.3.1 Efeito da freqüência térmica (F t)

Neste ponto inicial da discussão, sobre os possíveis efeitos metalúrgicos da

pulsação térmica, é interessante a realização de uma análise mais detalhada dos

mecanismos envolvidos na variação da microestrutura da zona fundida (ZF) e no

aspecto superficial do cordão, quando se avalia o efeito isolado de um determinado

135

parâmetro desta variante. Assim, para os tópicos seguintes, as avaliações farão,

sempre que necessário, o resgate da teoria exposta nesta seção.

Os resultados experimentais demonstram que a variação no valor da

freqüência térmica (Ft) influencia na microestrutura (tamanho e forma do grão,

volume de microconstituintes e quantidade de poros) e na geometria apresentada

pelo cordão de solda. Estima-se que os mecanismos envolvidos nas alterações da

ZF estejam relacionados com a variação conjunta no grau de agitação da poça e

na quantidade de calor aportado, sendo o primeiro fator mais influente. Em relação

ao aspecto superficial, o fenômeno de formação de escamas na superfície do

depósito tem a variação na quantidade de massa transferida, entre as fases de

pulso térmico e de base térmica, como o fator mais influente.

a) Aspecto superficial e geometria do cordão

Dentre os parâmetros de soldagem, intrínsecos à pulsação térmica, a

freqüência térmica é um dos que mais influencia o aspecto superficial do cordão.

Em termos de aparência, as escamas são caracterizadas como a principal

particularidade estética gerada pelo processo MIG/MAG Térmico, em decorrência

da diferença na quantidade de metal aportado entre as fases de pulso térmico e

base térmica.

Como a Ft apresenta uma relação inversa com o período térmico (vide

equação 4.2), é esperado que um acréscimo no valor da freqüência ocasionasse o

aumento no número de escamas, gerado por unidade de comprimento (vide figura

5.10). Além disso, foi detectado que o aspecto visual da escamação dependerá

ainda do tipo de material depositado, ou seja, para o aço, um aumento em Ft

melhora a aparência do cordão, contudo, para o alumínio, este efeito é benéfico

até valores médios da freqüência térmica (vide figura 5.11).

136

0

10

20

1 2 3 4 5 6 7

Freqüência térmica (Hz)

Larg

ura

(mm

) ou

Esc

amas

por

cm

2

3

4

Ref

orço

(mm

)

LarguraEscamasReforço

0,5 1,0 1,6 2,5 5,0 7,0 10,0

(a)

0

5

10

15

20

1 2 3 4 5 6 7


Larg

ura

(mm

) ou

Esc

amas

por

cm

1

2

3

4

Ref

orço

(m

m)

EscamasLarguraReforço

0,5 1,0 1,6 2,5 5,0 7,0 10,0

(b)

Figura 5.10 – Efeito da freqüência térmica sobre a geometria e o aspecto superficial do cordão. Onde: (a) AlMg e (b) aço carbono.

Neste ponto, é importante ressaltar que a presença de escamas na

superfície do cordão poderá ocasionar alguns inconvenientes quanto às

características mecânicas do depósito (defeitos), ou seja:

Em virtude da diferença entre os valores de Impt e de Imbt poderá

ocorrer a formação de mordedura na região da base térmica;

A imposição de espaçamentos maiores entre as escamas irá

ocasionar variações bruscas e inadequadas na geometria do reforço

(formação de pontos de concentração de tensões), nas interfaces pt /bt .

Quanto à geometria do cordão (largura e reforço) e a diferença no perfil de

penetração (implicitamente a forma e o tamanho da poça), independentemente do

material soldado, somente os valores baixos da freqüência térmica mostraram

influência significativa, vide figuras 5.10 (itens (a) e (b)) e 5.11.

Aspecto superficial e perfil de penetração

Ft = 0,5 Hz Ft = 1,6 Hz Ft = 5 Hz

AlMg

Aço

Figura 5.11- Efeito da freqüência térmica sobre o aspecto superficial e o perfil de penetração. Onde: Linha superior (aspecto do AlMg), linha intermediária (aspecto aço

carbono) e linha inferior (perfil de penetração do aço carbono).

137

Esta variação no perfil de penetração, produzida pela flutuação de

temperatura, trará como conseqüência o surgimento de três fenômenos sobre a

região do metal aportado, conforme relacionado abaixo.

Fenômeno 1 – Diferença no grau de diluição no intervalo de Tt

A variação provocada pela imposição de diferentes valores de

corrente média (Im) faz com que a linha de fusão apresente ondulações

cíclicas no seu perfil (vide novamente a figura 5.11). Logo, é esperado que,

para grandes diferenças entre Imbt e Impt, a variação no nível de diluição,

entre as respectivas fases, seja considerável e, portanto, uma análise mais

criteriosa sobre as conseqüências nas propriedades mecânicas, deverá ser

levada em consideração.

Para o caso específico da soldagem de chapas finas, a variação no

grau de diluição é desejável à medida que se pretende controlar o quanto o

metal líquido penetra na junta. Nesta condição, os possíveis efeitos

metalúrgicos da diluição serão secundários.

Fenômeno 2 – Variação na direção de crescimento

Como mostrado na figura 5.12, a direção de crescimento dos grãos,

na parte inferior da zona fundida, é alterada periodicamente pela ondulação

na linha de fusão.

Figura 5.12 – Efeito da pulsação térmica sobre a direção de crescimento dos grãos

na zona fundida (liga AlMg), seção transversal do cordão de solda.

138

Normalmente, na soldagem convencional os grãos gerados na

interface da linha de fusão com o substrato crescem a partir dos grãos já

solidificados do metal de base, ao longo da linha de fusão e estes, no

decorrer da solidificação, tendem a se alongar em direção ao centro do

cordão (máximo gradiente térmico G). Entretanto, para o caso específico da

pulsação térmica, em decorrência da variação no perfil da linha de fusão, a

direção de máximo gradiente térmico variará ciclicamente.

Como resultado, a mudança cíclica na direção de G, reduz o

crescimento dos grãos para curtas distâncias, dando lugar à solidificação de

pequenos grãos com diferentes direções de crescimento (formação de

bandas de solidificação), durante o período térmico (Tt).

Esta característica de mudança contínua na forma da poça e a

periódica interrupção no crescimento do grão, além de contribuir para uma

redução no tamanho médio do grão na zona fundida, parecem atraente

quando se pensa em controlar a ocorrência de trincas à quente, já que a

variação na direção de crescimento do grão servirá como barreira à

propagação deste tipo de trinca (vide novamente a figura 5.12). Esta idéia é

reforçada pelas observações citadas por Becker et al (1979) e Sundaresan

et al (1999) a respeito de que o crescimento radial, propiciado pela

soldagem TIG térmico, atuará de forma positiva sobre a susceptibilidade da

ocorrência de trincas na zona fundida.

Silva (2003), avaliando o efeito do processo MIG/MAG Térmico sobre

susceptibilidade à trinca de solidificação no alumínio, concluiu que a variante

tende a minimizar a ocorrência deste tipo de defeito, quando a diferença

entre os valores de Impt e Imbt é elevada. No entanto, como a pesquisa não

detectou o efeito da variante sobre a direção de crescimento, o tamanho e a

forma do grão, a autora não conseguiu fazer o elo entre microestrutura da

zona fundida e a susceptibilidade ao defeito. Mesmo assim, as informações

levantadas por Silva corroboram com a proposição de que a variação na

direção de crescimento, mostrada na figura 5.12, atua de forma benéfica

sobre esta forma de trinca.

139

Fenômeno 3 – Anomalia na largura da ZTA

Devido à variação no perfil de penetração, decorrente da diferença

entre Imbt e Impt, era esperado que o perfil da ZTA acompanhasse o perfil

da linha de fusão (LF), em outras palavras, que a largura da ZTA fosse

constante, ou maior em pt , e acompanhasse ciclicamente o perfil da linha de

fusão. No entanto, os experimentos demonstram que este fato não acontece

e que, na realidade, a largura da ZTA é maior em bt .

Na realidade, enquanto a fronteira superior da ZTA (isoterma da LF)

varia ciclicamente, em decorrência da diferença do calor aportado durante o

Tt, a fronteira inferior (isoterma em Ac 1), por sua vez, permanece inerte

(praticamente não alterando sua posição no metal de base), vide figura 5.13.

Santos et al (2000) e Santos (2001), estudando analiticamente a

condução de calor na soldagem TIG Térmico do aço carbono, não

detectaram a ocorrência de inércia no perfil da isoterma que delimita a ZTA

do metal de base. Os autores relatam apenas que, em função da adoção de

valores tabelados para as propriedades termofísicas (principalmente o calor

latente de fusão e o calor latente associado à mudança de fase), o perfil das

isotermas previsto numericamente apresenta amplitude maior do que os

valores experimentais.

Figura 5.13 – Efeito da pulsação térmica sobre a diferença de largura da ZTA

(alargamento através do recuo da linha de fusão – LF). Os detalhes à direita mostram a diferença no tamanho de grão e o aparecimento de FP(G).

140

Uma conseqüência direta desta anomalia, observada para a

soldagem da liga tratável termicamente, é o alargamento da ZTA, na fase de

base térmica, acompanhado por um crescimento exagerado do grão e o

surgimento de FP(G) na região de recuo da linha de fusão, o que sugere

que esta área experimenta por mais tempo temperaturas superiores a

eutetóide Ae1 (vide figura 5.13). A explicação para a manutenção em Ae1 –

conseqüentemente a formação de região de grãos grosseiros reaquecidos

acima de 1100 °C (ZTA-GGG) – é embasa no fato de que a pulsação

térmica impõe no mínimo a passagem de mais de um ciclo térmico nesta

região (dois pulsos térmicos sucessivos no caso da figura 5.13). Esta última

consideração é sustentada pelas observações de Vishnu et al (1992), Reed

et al (1994) e Kim et al (1998) no estudo do efeito da imposição de cíclicos

térmicos sucessivos.

Finalmente, sob condições equivalentes de deposição no processo

MIG pulsado, foi observado que a largura média da ZTA é superior para a

pulsação térmica, em relação ao modo pulsado convencional.

Com relação à penetração do cordão, os resultados demonstram que a

freqüência térmica exerce influência sobre o nível e o perfil de penetração do

cordão. Para valores altos de Ft (menor espaçamento entre os pulsos sucessivos),

a diluição média tende a estabilizar num valor próximo ao valor atingido pelo pulso

térmico e, em contra-partida, para valores baixos de Ft, haverá maiores variações

no perfil de penetração e no nível de diluição, entre as fases de pulso térmico e de

base térmica (Figura 5.11).

b) Microestrutura da zona fundida

Como apresentado na figura 5.14(a), na soldagem do AlMg, o aumento da Ft

atua tanto sobre o modo de crescimento quanto sobre o tamanho médio do grão,

na zona fundida. A explicação para a manutenção do valor da dureza está no fato

da liga AlMg não ser tratável termicamente e os grãos terem variação na forma e

no tamanho.

141

Observa-se que, para valores baixos de Ft, o diâmetro médio é reduzido e

há um ligeiro alongamento do grão (≈ 1,5X) na direção de crescimento (parâmetro

do modo crescimento maior que 1 – PMC > 1), conforme a figura 5.15 (0,5 Hz).

Para valores maiores de Ft, o modo de crescimento tende para equiaxial

(PMC →→→→ 1, em Ft = 2,5 Hz) e o diâmetro médio atinge um máximo para Ft = 5 Hz e,

a partir deste ponto, tende verdadeiramente a refinar. Note que a utilização de

PMC, como complemento da informação disponibilizada pelo diâmetro médio do

grão, torna mais claro como o grão realmente está variando na ZF, à medida que

se altera o procedimento de soldagem. Portanto, a utilização apenas do valor

apresentado para o diâmetro médio do grão é uma informação incompleta sobre a

evolução vivenciada pela ZF.

(a) (b)

Figura 5.14 – Influência da freqüência térmica sobre a microestrutura da zona fundida. Onde: (a) AlMg e (b) aço carbono.

Ft = 0,5 Hz Ft = 5 Hz

Base térmica Pulso térmico Base térmica Pulso térmico

Figura 5.15 – Efeito da freqüência térmica sobre a granulometria apresentada pela zona fundida (AlMg).

Para o aço carbono, uma elevação no valor de Ft acarreta um alargamento

do grão colunar, um aumento no volume médio (média entre os volumes

60

85

110

1 2 3 4 5 6 7Freqüência térmica (Hz)

Dur

eza

(HV

0,5)

ou

Diâ

met

ro ( µ

m)

0,9

1,4

1,9

PM

C

Diâmetro

Dureza

PMC

0,5 1,0 1,6 2,5 5,0 7,0 10,0

30

40

50

60

1 2 3 4 5 6 7Freqüência térmica (Hz)

FA

ou

FP

(G)

(%)

150

200

250

300

Dur

eza

(HV

1) o

u La

rgur

a gr

ão ( µ

m)FA

FP(G)

Dureza

Largura

0,5 1,0 1,6 2,5 5,0 7,0 10,0

142

observados na bt e no pt ) de ferrita acicular (FA) e uma redução na quantidade de

ferrita de contorno de grão (FP(G)). Em valores baixos de Ft, os microconstituintes

apresentam aspecto grosseiro e, para valores maiores, FA torna-se mais refinada

e os veios de FP(G) tornam-se delgados (vide figuras 5.14(b) e 5.16). Dollan et al

(1989) citam que o aumento na largura do grão austenítico primário promove um

incremento na fração de FA de tamanho reduzido (refinada).

Na figura 5.14(b) é observado que para valores inferiores a 1,6 Hz a

quantidade de FP(G) é superior a FA e, em aproximadamente 1,6 Hz, a igualdade

nos valores dos microconstituintes é acompanhada por pico na dureza média da

ZF. Na faixa acima de 1,6 Hz, há uma inversão nos volumes de FA e FP(G). Além

disso, o incremento de Ft também atua sobre a forma apresentada pela ferrita de

placa lateral (FS(SP)), fazendo com que as placas fiquem cada vez mais finas.

Outro fato observado foi o aparecimento, sob determinadas condições (1,6 Hz), de

colônias (ilhas) de FA na região da interface de pulsação, onde o grão colunar

apresenta-se mais largo (início do pulso térmico), vide Figura 5.17. Observações

equivalentes foram detectadas em alguns corpos-de-prova durante a etapa

envolvendo a análise fatorial da pulsação térmica.

(b) 0,5 Hz

(c) 10 Hz

0%

25%

50%

75%

100%

1 2 3 4 5 6 7


FS(SP)

FS(A)

FP(G)

FA

0,5 1,0 1,6 2,5 5,0 7,0 10,0

(a)

Figura 5.16 – Efeito da freqüência térmica sobre a variação do volume de

microconstituintes da zona fundida (a), microestrutura na região colunar para Ft = 0,5 Hz (b) e microestrutura na região colunar para Ft = 10 Hz (c).

143

Os dados apresentados pela figura 5.14(b) corroboram com a proposição de

que a variação no volume dos microconstituintes, na condição como soldado,

apresenta uma relação com a largura média (tamanho) do grão austenítico

primário. De maneira geral, é esperado que um aumento na largura do grão

colunar e/ou do número de partículas não metálicas (inclusões), dispersas na

matriz, poderá ocasionar um incremento na fração volumétrica de FA, em

detrimento a FP(G) e/ou FS(SP).

Devido às boas características apresentadas pela presença de FA, é

esperado que a maximização da fração volumétrica deste microconstituinte

contribua sempre favoravelmente sobre a resistência mecânica e a tenacidade do

metal aportado. No entanto, valores elevados de FA (> 75%), induzidos pela

adição de elementos de liga, tendem a atuar de forma prejudicial sobre o valor da

tenacidade (Branco (1994) e Surian et al (1999)).

Por outro lado, é importante salientar que o aumento na quantidade e no

espaçamento dos veios de FP(G) e no volume de ferrita com segunda fase

alinhada FS(A), por sua vez, influenciam negativamente nos valores apresentados

de tenacidade e de resistência mecânica.

Com relação ao efeito de FP(G) sobre o comportamento à fratura frágil,

Palma et al (1984) e Branco (1994) citam que, embora este microconstituinte seja

dúctil, sua presença favorece a ocorrência à formação de trincas por clivagem.

Bhadeshia (1989), estudando o efeito dos microconstituintes sobre as

características mecânicas da zona fundida, constatou que a presença de FP(G) é

importante no que tange o controle da formação de sítios de segregação de

impurezas nos contornos originais do grão austenítico. Foi observado, ainda, que

a combinação de teores elevados de FA, em conjunto com uma baixa fração

volumétrica de FP(G), pode levar ao surgimento de fraturas dúcteis nos contornos

dos grãos austeníticos. Em suma, é coerente que seja tomado todo o cuidado

quando se avalia, de forma isolada, o efeito de um determinado microconstituinte

sobre a propriedade de interesse.

144

Figura 5.17 – Formação de nódulos de FA na interface térmica (início de pt ). Observe que o surgimento do nódulo está relacionado com um aumento excessivo

do grão austenítico primário, exatamente na região de interface.

Para um detalhamento mais aprofundado dos mecanismos envolvidos na

transformação de fase no estado sólido, em metal de solda, veja: Trotti (1988), Alé

et al (1993), Branco (1994), David et al (1996), Dilthey et al (2001), Surian et al

(1999), Bhadeshia (1989/2003), Jorge et al (2001) e Dilthey et al (2001).

Tabela 5.1 – Efeito da freqüência térmica sobre a presença de porosidade na ZF.

Efeito de F t sobre a densidade de porosidade Ft = 0,5 Hz Ft = 1,6 Hz Ft = 2,5 Hz Ft = 5 Hz Ft = 7,0 Hz Ft = 10,0 Hz

Poros/mm 2 0,35 0,30 0,08 0,06 0,09 0,12

Por fim, em relação ao efeito da freqüência térmica sobre a presença de

porosidade na zona fundida, os resultados mostram que os poros apresentaram

menores dimensões para valores maiores de Ft (vide tabela 5.1) Estima-se que

esta redução na dimensão apresentada pelos poros deve ter relação com a

variação no grau de agitação da poça, decorrente do aumento progressivo de Ft

(variação simultânea na freqüência de impacto das gotas e na pressão do arco

sobre a poça de fusão).

5.3.2 Efeito da distância entre pulsos térmicos (Dp t)

Os dados experimentais evidenciam que a mudança no valor da distância

entre pulsos térmicos (Dpt ) influência na microestrutura (tamanho e forma do grão,

volume de microconstituintes e quantidade de poros) e na geometria apresentada

145

pelo cordão de solda. Estima-se que os mecanismos, envolvidos nas alterações da

ZF, tenham relação com a variação conjunta do grau de agitação na poça de fusão

e, principalmente, da quantidade de calor aportado. Para o aspecto superficial, o

principal fator envolvido é a variação na quantidade de massa transferida, entre as

fases de pulso térmico e de base térmica, respectivamente.


Como a Dpt apresenta uma relação direta com a velocidade de soldagem

(vide equação 4.3), é esperado que um acréscimo no valor da distância entre

pulsos ocasione uma redução na quantidade de escamas na superfície do cordão

(veja figura 5.18). Neste caso, o aspecto visual, proporcionado pela escamação,

será prejudicado à proporção que o valor de Dpt seja incrementado (figura 5.19).

0

3,5

7

1 2 3 4 5

Distância entre pulsos (mm)

Re

forç

o (

mm

) o

u E

sca

ma

s p

or

cm

0

6

12

18

La

rgu

ra (

mm

)

Escamas

Reforço

Largura

1,5 3,0 5,0 7,0 10,0

(a)

0

4

8

12

16

1 2 3 4 5


La

rgu

ra (

mm

) o

u E

sca

ma

s p

or

cm

1

2

3

4

Re

forç

o (

mm

)

Escamas

Largura

Reforço

1,5 3,0 5,0 7,0 10,0

(b)

Figura 5.18 – Efeito da distância entre pulsos sobre a geometria e o aspecto superficial do cordão. Onde: (a) AlMg e (b) aço carbono.

Quanto à geometria do cordão, independentemente do material, a elevação

no valor adotado para a distância entre pulsos apresenta influência negativa sobre

os valores da largura e do reforço médio do cordão, vide figuras 5.18 (itens (a) e

(b)) e 5.19. O perfil de penetração, por sua vez, apresenta maiores variações, entre

as fases de pulso térmico e de base térmica, para valores intermediários de Dpt

(espaçamento intermediário entre pulsos sucessivos), conforme descrito na figura

5.19.

146


Dpt = 1,5 mm Dpt = 5 mm Dpt = 10 mm

AlMg

Aço

Figura 5.19 – Efeito da distância entre pulsos sobre o aspecto superficial e o perfil de penetração. Onde: Linha superior (aspecto do AlMg), linha intermediária (aspecto aço

carbono) e linha inferior (perfil de penetração do aço carbono).


Na soldagem do AlMg, o aumento da Dpt atua tanto sobre o modo de

crescimento quanto sobre o tamanho médio dos grãos, na zona fundida. Uma

explicação para a pequena variação no valor da dureza média está relacionada

com a grande variação na microestrutura apresentada pelos grãos (vide figura

5.20(a)).

Observa-se que, para valores baixos de Dpt (maior calor aportado), o

diâmetro médio apresentado pela zona fundida é menor e o modo de crescimento

preponderante é o equiaxial (PMC ≈≈≈≈ 1), vide as figuras 5.20(a) e 5.21.

(a) (b)

Figura 5.20 – Influência da distância entre pulsos sobre a microestrutura da zona fundida. Onde: (a) AlMg e (b) aço carbono.

65

95

125

1 2 3 4 5Distância entre pulsos (mm)

Dur

eza

(HV

0,5)

ou

Diâ

met

ro (

µm)

0,5

1,5

2,5

3,5

PM

C

Diâmetro

Dureza

PMC

1,5 3,0 5,0 7,0 10,020

30

40

50

1 2 3 4 5Distância entre pulsos (mm)

FA

ou

FP

(G)

(%)

100

150

200

250

300

Dur

eza

(HV

1) o

u La

gura

grã

o (m

m)

FA

FP(G)

Dureza

Largura grão

1,5 3,0 5,0 7,0 10,0

147

Para valores maiores de Dpt , o modo de crescimento muda rapidamente

para colunar (PMC →→→→ 3,5) e o diâmetro médio é incrementado até mm5Dpt ==== ,

onde seu valor passa pelo ponto de máximo e, em seguida, sofrendo uma pequena

redução. Esta variação no valor do diâmetro tem relação direta com a mudança no

modo de crescimento, onde o grão tende a ficar mais alongado e sua largura é

reduzida, à proporção que a Dpt é incrementada. Novamente, uma análise

utilizando apenas as informações fornecidas pelo diâmetro médio iria criar

dificuldade na interpretação das respostas, portanto, o uso de PMC (parâmetro do

modo de crescimento) auxilia no complemento da análise.

Para o aço carbono, uma elevação no valor de Dpt (decréscimo no calor

aportado) acarreta a redução na largura média do grão primário, um aumento no

volume médio de ferrita acicular (FA) e uma redução na quantidade de ferrita de

contorno de grão (FP(G)), até a faixa de 5 mm. A partir deste ponto, pela variação

no modo crescimento (largura e comprimento dos grãos), há uma estabilização na

alteração dos microconstituintes. Em valores baixos de Dpt , os microconstituintes

apresentam aspecto grosseiro e, para valores maiores, FA torna-se mais refinada

e os veios de FP(G) ficam delgados (vide figuras 5.20(b) e 5.22).

Dpt = 1,5 mm Dpt = 10 mm


Figura 5.21 – Efeito da distância entre pulsos sobre a granulometria apresentada pela zona fundida (AlMg).

Na figura 5.20(b) é observado que para valores de Dpt inferiores a 3 mm a

quantidade de FP(G) é superior a FA e, para valores maiores, há uma inversão na

quantidade de FA e FP(G). O incremento de Dpt , também, atua sobre a forma

apresentada pela ferrita de placa lateral (FS(SP)), fazendo com que as placas

tornem-se cada vez mais finas.

148

Com relação ao perfil de dureza, o aumento observado é decorrência direta

da taxa de resfriamento provocada pelo distanciamento entre os pulsos (aumento

na velocidade de soldagem), vide novamente figura 5.20(b).

Uma outra característica observada, no emprego da pulsação térmica, é a

ocorrência de um aparente refinamento na “raiz” do pulso térmico, para uma

diferença alta entre os valores de penetração entre as fases de pulso e base

térmica. O que se observa é uma redução no tamanho médio do grão primário

(aumento no volume de FP(G)) e, ao mesmo tempo, a precipitação de ferrita

primária no interior do grão austenítico, vide figura 5.23. Como este fenômeno não

foi presenciado em cordões com perfis de penetração não ondulados (tendendo

para o modo pulsado convencional), pressupõe-se que a redução no tamanho de

grão, decorrente da variação na direção de crescimento, seja um dos mecanismos

responsáveis pelo surgimento de ferrita primária no interior do grão austenítico.

(b) 1,5 mm

(c) 10 mm

0%

20%

40%

60%

80%

100%

1 2 3 4 5


FS(SP)

FS(A)

FP(G)

FA

1,5 3,0 5,0 7,0 10,0

(a) Figura 5.22 – Efeito da distância entre pulsos sobre a variação do volume de

microconstituintes da zona fundida. Onde: (a) representação gráfica da variação volumétrica, (b) microestrutura na região colunar para Dpt = 1,5 Hz e (c)

microestrutura na região colunar para Dpt = 10 mm.

Palma et al (1984) e Rebello et al (1993) citam que a possibilidade da

ocorrência de ferrita primário na interior do grão é reduzida e que o mecanismo de

sua formação, assim como FP(G), é difusional. Palma et al (1984) explicam que

149

durante a formação do grão podem aparecer bordas de sub-grãos, formadas por

discordâncias e que, nesta subestrutura, poderá haver precipitação localizada de

ferrita primária, dependendo da composição na região (teor de boro). Estes autores

complementam a informação denominando a ferrita primária no interior do grão

como “ferrita de contorno de célula”. Portanto, neste trabalho será adotada a

nomenclatura proposta por Palma et al e utilizando-se a abreviação FP(C), para

referenciá-la.

Para o caso da presença de porosidade na zona fundida, foi detectado que

o incremento no valor da distância entre pulsos tende a aumentar a quantidade de

poros, talvez pela elevação produzida na taxa de resfriamento (maior vs), como

mostrado na tabela 5.2. Como a liberação dos gases, presentes no metal líquido, é

dependente da velocidade com o metal se solidifica (Rs), os valores experimentais

concordam com a teoria proposta para o aprisionamento de gases na zona

fundida.

Figura 5.23 – Aparente refino na região do pulso térmico. Observe a precipitação de ferrita de contorno de célula (FP(C)), interior do grão, dando a impressão de que os grãos primários estão mais refinados. Vista longitudinal do corpo-de-prova Dpt3 .

Tabela 5.2 – Efeito da Dpt sobre a presença de porosidade na ZF.

Efeito da Dpt sobre a densidade de porosidade Dpt = 1,5 mm Dpt = 3 mm Dpt = 5 mm Dpt = 7 mm Dpt = 10 mm

Poros/mm 2 0 0,04 0,54 1,25 2,14

150

5.3.3 Efeito do ciclo de trabalho térmico ou ciclo ativo térmico (C t)

Nas devidas proporções, excetuando o número de escamas, os resultados

experimentais demonstram que a mudança no valor do ciclo ativo térmico (Ct)

apresenta, sob o metal depositado, o efeito inverso da distância entre pulsos

térmicos (Dpt ). Estima-se que os mecanismos, envolvidos nas alterações do

cordão, tenham relação com a variação conjunta do grau de agitação na poça de

fusão e, principalmente, da quantidade de calor e metal aportados.


Como o Ct não apresenta relação com a velocidade de soldagem (vide

equação 4.4), é esperado que um acréscimo no valor do ciclo ativo térmico não

altere a quantidade de escamas na superfície do cordão, vide figura 5.24. Neste

caso, o aspecto visual, proporcionado pela escamação, não é afetado pela

variação em Ct (figura 5.25).

1

2

3

4

1 2 3 4 5

Ciclo ativo térmico (% )

Re

forç

o (

mm

) o

u E

sca

ma

s p

or

cm

5

10

15

La

rgu

ra (

mm

)

Escamas

Reforço

Largura

10 30 50 70 90

(a)

1

2

3

1 2 3 4 5

Ciclo ativo térmico (% )

Re

forç

o (

mm

) o

u E

sca

ma

s p

or

cm

5

10

15

La

rgu

ra d

o c

ord

ão

(m

m)

Escamas

Reforço

Largura

10 30 50 70 90

(b)

Figura 5.24 – Efeito do ciclo ativo térmico sobre a geometria e o aspecto superficial do cordão. Onde: (a) AlMg e (b) aço carbono.

Quanto à geometria do cordão, independentemente do material, a elevação

no valor adotado para o ciclo ativo térmico apresenta influência positiva sobre os

valores da largura e do reforço médio do cordão, vide figuras 5.24 (itens (a) e (b)) e

5.25. O perfil de penetração, por sua vez, apresenta maiores variações, entre as

fases de pulso térmico e de base térmica, para valores intermediários de Ct, vide

novamente figura 5.25.

151


Ct = 10% Ct = 50% Ct = 90%

AlMg

Aço

Figura 5.25 – Efeito do ciclo ativo térmico sobre o aspecto superficial e o perfil de penetração. Onde: Linha superior (aspecto do AlMg), linha intermediária (aspecto

aço carbono) e linha inferior (perfil de penetração do aço carbono).


Na soldagem do AlMg, o aumento da Ct atua tanto sobre o modo de

crescimento quanto sobre o tamanho médio do grão, na zona fundida. A explicação

para o pequeno acréscimo no valor da dureza média está relacionada com a

diminuição do diâmetro médio dos grãos, à proporção que Ct é elevado (vide figura

5.26(a)).

(a) (b)

Figura 5.26 – Influência da distância entre pulsos sobre a microestrutura da zona fundida. Onde: (a) AlMg e (b) aço carbono.

60

85

110

1 2 3 4 5Ciclo ativo térmico (%)

Dur

eza

(HV

0,5)

ou

Diâ

met

ro (

µm)

0,5

1,5

2,5

PM

C

Diâmetro

Dureza

PMC

10 30 50 70 9025

35

45

55

1 2 3 4 5Ciclo ativo térmico (%)

FA

ou

FP

(G)

(%)

100

150

200

250D

urez

a (H

V1)

ou

Larg

ura

( µm

)

FA

FP(G)

Dureza

Largura

10 30 50 70 90

152

Observa-se que, para valores baixos de Ct (menor calor aportado), o

diâmetro médio apresentado pela zona fundida é maior e o modo de crescimento

predominante é o colunar (PMC ≈≈≈≈ 2), veja figuras 5.26(a) e 5.27.

Para valores maiores de Ct, o modo de crescimento tende para equiaxial

(PMC →→→→ 1) e o diâmetro médio sofre redução até %50C t ==== ; após este ponto o

valor é estabilizado (as condições de soldagem se aproximam do modo pulsado

convencional para Ct →→→→ 100%).

Esta variação no valor do diâmetro tem vinculação direta com a mudança no

modo de crescimento e com o calor aportado, onde, à proporção que Ct é elevado,

o grão cresce equiaxialmente e sua dimensão é minimizada (vide figura 5.27).

Como nos tópicos anteriores, a interpretação das respostas é facilitada pela

utilização de PMC (parâmetro do modo de crescimento).

Ct = 10% Ct = 90%


Figura 5.27 – Efeito do ciclo ativo térmico sobre a granulometria apresentada pela zona fundida (AlMg).

Para o aço carbono, a ascensão do valor de Ct (acréscimo no calor

aportado) acarreta uma redução no volume médio de ferrita acicular (FA) e uma

elevação na quantidade de ferrita de contorno de grão (FP(G)), para toda faixa

analisada (vide figuras 5.26(b) e 5.28). Em valores altos de Ct, os

microconstituintes apresentam aspecto grosseiro e, para valores menores, FA

torna-se mais refinada e os veios de FP(G) ficam delgados (vide figuras 5.28).

Para o perfil de dureza, a redução observada é decorrência direta da

redução na taxa de resfriamento provocada pelo aumento no calor aportado (mais

tempo sob a influência de Impt), conforme a figura 5.26(b).

153

Por fim, o estudo realizado sobre uma possível relação entre a variação em

Ct e a ocorrência de porosidade na zona fundida demonstra não haver um elo

entre a porosidade observada e o valor de Ct aplicado (vide tabela 5.3).

(b) 10%

(c) 90%

0%

20%

40%

60%

80%

100%

1 2 3 4 5

Ciclo ativo térmico (%)

FS(SP)

FS(A)

FP(G)

FA

10 30 50 70 90

(a)

Figura 5.28 – Efeito do ciclo ativo térmico sobre a variação do volume de microconstituintes da zona fundida (a), representação gráfica da variação

volumétrica (b) microestrutura na região colunar para Ct = 10% e (c) microestrutura na região colunar para Ct = 90%.

Tabela 5.3 – Efeito do ciclo ativo térmico sobre a presença de porosidade na ZF.

Efeito de C t sobre a densidade de porosidade Ct = 10% Ct = 30% Ct = 50% Ct = 70% Ct = 90%

Poros/mm 2 0,29 0,61 0,13 0,25 0,24

5.3.4 Efeito da corrente média total (Im t) e do desnível térmico (D t)

Como tanto a corrente média total quanto o desnível térmico são avaliados

em função das correntes médias no pulso e na base térmica, respectivamente, é

cabível a análise conjunta desses fatores.

A corrente média total (Im t) expressa o valor médio de corrente imposto

durante um período térmico e o desnível térmico (Dt) mostra o quanto a pulsação

térmica se afasta do modo pulsado convencional.

154

Para o estudo da Im t, os dados experimentais evidenciam que o aumento

progressivo no valor desse parâmetro apresenta um efeito positivo sobre a

geometria do cordão e nenhuma influência sobre o número de escamas. Para a

microestrutura da zona fundida, o incremento em Im t atua de forma negativa sobre

a fração volumétrica de FA. Estima-se que os mecanismos, envolvidos nas

alterações do cordão, tenham relação com a variação conjunta do grau de agitação

na poça de fusão e, principalmente, com a quantidade de calor e metal aportados.


Como a Im t não apresenta relação com a velocidade de soldagem, vide

equação 4.5, é esperado que um acréscimo no valor da corrente média total não

altere a quantidade de escamas na superfície do cordão (veja figura 5.29, itens (a)

e (b)). Neste caso, o aspecto visual, proporcionado pela escamação, não é afetado

pela variação em Im t (figuras 5.30 e 5.31), mas sim, pela alteração na quantidade

de metal aportado.

1

2

3

4

1 2 3 4

Corrente média total (A)

Re

forç

o (

mm

) o

u E

sca

ma

s p

or

cm

9

12

15

La

rgu

ra (

mm

)

Escamas

Reforço

Largura

94 106 111 125

(a)

1

2

3

4

1 2 3 4


Re

forç

o (

mm

) o

u E

sca

ma

s p

or

cm

6

9

12

La

rgu

ra d

o c

ord

ão

(m

m)

Escamas

Reforço

Largura

165,5 186,5 196 217

(b)

1

2

3

4

1 2 3 4

Desnível térmico (Imbt/Impt)

Re

forç

o (

mm

) o

u E

sca

ma

s p

or

cm

9

12

15

La

rgu

ra (

mm

)

Escamas

Reforço

Largura

0,4 0,5 0,6 0,7

(c)

1

2

3

4

1 2 3 4


Re

forç

o (

mm

) o

u E

sca

ma

s p

or

cm

6

9

12

La

rgu

ra d

o c

ord

ão

(m

m)

Escamas

Reforço

Largura

0,4 0,5 0,6 0,7

(d)

Figura 5.29 – Efeito do corrente média total e do desnível térmico sobre a geometria e o aspecto superficial. Onde: (a) e (c) AlMg e (b) e (d) aço carbono.

155

Como informação complementar, Dt mostra que à medida que o desnível

entre Imbt e a Impt diminui (Dt →→→→ 0) o parâmetro geométrico mais afetado é a

largura do cordão. Para valores maiores do desnível térmico (Dt →→→→ 1) é notado que

a largura do cordão tende a estabilizar, já que tanto a energia imposta quanto a

quantidade de massa transferida, nas fases de pulso e base térmica, inclinam para

a igualdade (vide figura 5.29, itens (c) e (D)).

Para a geometria do cordão, a elevação no valor adotado para a corrente

média total apresenta influência positiva sobre os valores da largura e do reforço

médio do cordão, vide figuras 5.29 (itens (a) e (b)), 5.30 e 5.31.

Aspecto superficial e perfil de penetração – Aço ca rbono

Im t = 165,5 A / D t = 0,5 Im t = 186,5 A / D t = 0,7 Im t = 217 A / D t = 0,6

Figura 5.30 – Efeito do ciclo ativo térmico sobre o aspecto superficial e o perfil de

penetração. Onde: Linha superior (aspecto) e linha inferior (penetração).

Como o perfil de penetração (ondulação) depende da diferença adotada

entre a Impt e a Imbt (e não necessariamente de Im t), a sua variação não fica bem

visível quando é utilizado o valor de Im t como parâmetro de referência. Neste caso,

a informação é complementada com o valor do Dt. A figura 5.30 apresenta as duas

maneiras de expressar a variação da penetração em função de Im t e Dt.

Aspecto superficial – AlMg

Im t = 94 A / Dt = 0,5 Im t = 106 A / Dt = 0,7 Im t = 125 A / Dt = 0,6

Figura 5.31 – Efeito da corrente média total e do desnível térmico sobre o aspecto superficial do cordão (AlMg).

156

Observe que na figura 5.30, o aumento na variação de penetração

(diferença entre as penetrações no pulso e na base térmica) é mais bem

representado em termos de Dt. Para Im t a ordem não fica crescente.


Na soldagem do AlMg, o aumento da Im t apresentou mais influência no

diâmetro médio dos grãos do que no modo de crescimento, apresentados na zona

fundida. Em adição, não foi verificada uma variação visível no perfil de dureza com

a mudança do valor de Im t (vide figura 5.32(a)).

Observa-se que, para valores baixos de Im t (menor calor aportado), o

diâmetro médio dos grãos na zona fundida é maior e há um pequeno alongamento

(PMC ≈≈≈≈ 1,2), decorrente da maior taxa de resfriamento (veja figuras 5.32(a) e

5.33). O aumento de Im t terá maior influência apenas sobre o tamanho médio do

grão, já que PMC fica estabilizado.

(a) (b)

Figura 5.32 – Influência da corrente média total sobre a microestrutura da zona fundida. Onde: (a) AlMg e (b) aço carbono.

Im t = 94 A / D t = 0,6 Im t = 125 A / D t = 0,6


Figura 5.33 – Efeito da corrente média total e do desnível térmico sobre a granulometria

apresentada pela zona fundida (AlMg).

60

85

110

1 2 3 4Corrente média total (A)

Dur

eza

(HV

0,5)

ou

Diâ

met

ro ( µ

m)

0,5

1,5

2,5

PM

C

Diâmetro

Dureza

PMC

94 106 111 125

30

40

50

60

1 2 3 4Corrente média total (A)

FA

ou

FP

(G)

(%)

80

130

180

230

Dur

eza

(HV

1) o

u La

rgur

a ( µ

m)

FA

FP(G)

Dureza

Largura

165,5 186,5 196 217

157

Para o aço carbono, a ascensão do valor de Im t (acréscimo no calor

aportado) acarreta a redução nos valores da largura do grão austenítico primário e

no volume médio de ferrita acicular (FA) e uma elevação significativa na

quantidade de ferrita de contorno de grão (FP(G)), vide figuras 5.32(b) e 5.35(a).

Em valores altos de Im t, os microconstituintes apresentam aspecto grosseiro e,

para valores menores, tanto os grãos (agulhas) de FA quanto os veios de FP(G)

ficam mais refinados (vide figuras 5.35).

(a) (b)

Figura 5.34 – Influência do desnível térmico sobre a microestrutura da zona fundida. Onde: (a) AlMg e (b) aço carbono.

A relação entre o perfil de dureza da zona fundida e o incremento no valor

de Im t demonstra pouca variação. Observa-se apenas uma ligeira tendência à

redução do valor da dureza quando Im t é incrementada, vide novamente figura

5.32(b).

Para Dt, as curvas apresentadas na figura 5.34(a), liga de alumínio,

demonstram que uma elevação no valor da relação Imbt/Impt provocará o aumento

no diâmetro médio dos grãos, acompanhado por um ligeiro alongamento. Para as

figuras 5.34(b) e 5.35(a), aço carbono, é notado que o aumento em Dt acarreta a

redução na largura do grão austenítico e na fração volumétrica de FA.

Finalmente, para o estudo do efeito da variação de corrente média total (Im t)

ou do desnível térmico (Dt) sobre a quantidade de porosidade presente na seção

longitudinal da ZF, foi observado que:

(b) Im t = 165,5 A / D t = 0,5

60

85

110

1 2 3 4Desnível térmico (Imbt/Impt)

Dur

eza

(HV

0,5)

ou

Diâ

met

ro ( µ

m)

0,5

1,5

2,5

PM

C

Diâmetro

Dureza

PMC

0,4 0,5 0,6 0,7

30

40

50

60

1 2 3 4Desnível térmico - Imbt/Impt

FA

ou

FP

(G)

(%)

80

130

180

230

Dur

eza

(HV

1) o

u La

rgur

a ( µ

m)

FA

FP(G)

Dureza

Largura

0,4 0,5 0,6 0,7

158

(c) Im t = 217 A / D t = 0,6

0%

20%

40%

60%

80%

100%

1 2 3 4


FS(SP)

FS(A)

FP(G)

FA

0,4 0,5 0,6 0,7

0%

20%

40%

60%

80%

100%

1 2 3 4


FS(SP)

FS(A)

FP(G)

FA

165,5 186,5 196 217

(a)

Figura 5.35 – Efeito da Im t e do Dt sobre a variação dos microconstituintes na ZF. Onde: (a) representação gráfica da variação volumétrica, (b) microestrutura na

região colunar para Imt = 165,5 A / Dt = 0,5 e (c) microestrutura na região colunar para Im t = 217 A / Dt = 0,6.

A elevação em Im t, pela dispersão nos valores medidos, não demonstrou

influência sobre a quantidade de porosidade aprisionada;

A elevação em Dt, por sua vez, tende a minimizar a quantidade de poros

retidos na ZF.

Do exposto anteriormente, é notada que a corrente média total (Im t)

mascara o efeito provocado pelo desnível térmico, característica principal da

pulsação térmica. Assim, quando a avaliação tiver a corrente média (Im) como foco

é conveniente que o julgamento, da resposta apresentada, seja feito levando em

consideração a avaliação conjunta das informações fornecidas tanto por Im t quanto

por Dt.

5.4 Influência da pulsação térmica sobre a subestru tura da ZF

159

O estudo da influência da pulsação térmica sobre o comportamento

apresentado pela subestrutura do grão, na região da zona fundida, objetivou

avaliar como esta variante poderá alterar o espaçamento do ramo celular ou

dendrítico em decorrência da imposição cíclica de diferentes valores de Im.

Como citado por Palma et al (1984), Brandi et al (1992) e Svensson (1994),

a variação no espaçamento dos ramos dendríticos apresenta influência sobre as

propriedades mecânicas do metal de solda. Valores pequenos no espaçamento

dos ramos atuam de forma favorável sobre as propriedades mecânicas e requerem

menor tempo para a homogeneização dos cristais, durante tratamento térmico.

Dentro da zona fundida, o aspecto das dendrítas poderá variar em função de

diferenças nas velocidades de resfriamento, produto G.Rs, experimentadas por

distintos pontos nesta região (vide equações 5.1 e 5.2). Em adição, Svensson

(1994), cita que a determinação do espaçamento entre os ramos primários

(equação 5.2) é dificultada pela diferença de expoentes entre G e Rs. Finalmente,

para um determinado volume da zona fundida, a dependência do espaçamento dos

ramos dendríticos secundários com o calor aportado pode ser expresso por meio

da equação 5.3 (Svensson, 1994), conforme descrito abaixo.

4s

2

1p

RG

aed ==== Eq. 5.1

ns

2s )R.G(

aed ==== Eq. 5.2

u3s V

Qaed ==== Eq. 5.3

Onde:

edp → espaçamento dos braços dendríticos primários;

eds → espaçamento dos braços dendríticos secundários;

a1, a2 e a3 → constantes que dependem da composição química da liga;

G → gradiente térmico;

Rs → velocidade da frente de solidificação;

Q → aporte de calor;

160

Vu → volume unitário do metal de solda.

No aço carbono, o estudo do efeito da pulsação térmica sobre o aspecto

apresentado pelos ramos dendríticos (subestrutura de solidificação) é mascarado

pela ocorrência da transformação de fase no estado sólido. Portanto, as

observações foram focadas na liga AlMg, pela facilidade na visualização da

subestrutura apresentada na zona fundida.

Os resultados experimentais demonstram que os ramos dendríticos

possuem aspecto mais grosseiro no início da fase de pulso térmico e mais refinado

na base térmica, vide figura 5.36. Esta observação pode ser explicada utilizando-se

as informações prestadas pela equação 5.3, ou seja, como o pulso térmico

apresenta um valor alto de Im, o calor aportado (Q) nesta fase será maior e,

portanto, é esperada a ocorrência de uma estrutura mais grosseira dos ramos

dendríticos (maior espaçamento eds), nesta região. Para a base térmica, onde o

valor de Im é menor, espera-se que os ramos dendríticos tenham o aspecto mais

refinado. Assim, levando em consideração as informações prestadas pela equação

5.2 e pelos dados experimentais, é verificado que o produto G.Rs, que governa a

escala da estrutura solidificada, será maior na fase de base térmica (maior G pela

redução no calor aportado e Rs pelo aumento na velocidade relativa de soldagem).

Figura 5.36 – Detalhe do efeito da pulsação térmica (onda I ) sobre o aspecto dos ramos dendríticos e a presença de porosidade interdendrítica, entre as fases de pulso e base

térmica (vista longitudinal do cordão A25, liga AlMg).

161

Do acima exposto, duas observações podem ser colocadas sobre a relação

da pulsação térmica com a subestrutura de solidificação. A primeira considera a

possibilidade da manipulação do valor de eds por meio dos parâmetros Dpt e Dt,

em virtude do efeito direto destas variáveis sobre o calor aportado (Q). A segunda

observação, por sua vez, relata o surgimento de bandas de subestrutura grosseira

decorrentes da imposição cíclica de diferentes valores de Im, durante um período

térmico (Tt).

Estas observações experimentais, a respeito do efeito da pulsação térmica

sobre a subestrutura de solidificação, corroboram com as observações

encontradas por Becker et al (1979), no estudo do efeito do processo TIG Térmico

sobre a estrutura de solidificação da zona fundida. Neste trabalho, os autores

relatam que a redução na região grosseira pode ser conseguida com a redução no

tempo de imposição da corrente no pulso térmico.

5.5 Formação de porosidade decorrente do processo M IG/MAG Térmico

a) Porosidade na raiz do cordão

A mudança simultânea no nível de calor aportado e na quantidade de massa

transferida à poça de fusão gera uma instabilidade na forma e no volume da poça,

no decorrer do Tt. Dessa forma, como a velocidade de soldagem normalmente é

mantida constante durante o processo de deposição, é esperado que os valores

apresentados pela frente de solidificação (Rs) e pelo gradiente térmico (G) sejam

constantemente alterados no decorrer da operação.

Foi observado que durante a fase de pulso térmico (pt ) a poça sofre uma

expansão pelo incremento simultâneo na corrente média (Im) e na freqüência de

destacamento das gotas. Em compensação, na fase de base térmica (bt ) estes

valores são reduzidos e o volume da poça sofre uma contração. Assim, para

valores altos de desnível térmico (Dt), é esperado que a poça sofra variações

bruscas em seu volume nas interfaces térmicas (pt /bt e bt /pt ).

Nesta condição, a quantidade de massa fundida por unidade de

comprimento do cordão (kg/m) apresenta valores distintos entre as referidas fases

e, como conseqüência, na passagem de pt para bt a linha de fusão é

abruptamente recuada pela redução no tamanho da poça.

Esta característica da pulsação térmica torna a região da raiz do cordão,

exatamente na passagem pt /bt , um sítio preferencial ao surgimento e localização

162

de porosidade. Presume-se que a inércia na frente de solidificação e a redução na

quantidade de massa gerem uma contração (rechupe) neste ponto, acarretando

um volume não preenchido por metal líquido (vide figura 5.37).

(a)

(b)

Figura 5.37 – Seção longitudinal do cordão mostrando a localização do sítio preferencial à formação de porosidade na raiz do cordão. Onde: (a) aço carbono

soldado com a onda I e (b) liga AlMg (campo escuro) soldada com a onda II .

Este tipo de porosidade foi observado especialmente na soldagem de ligas

ferrosas (aço carbono e aço inoxidável austenítico), utilizando tanto a forma de

onda I quanto à onda II .

Para as ligas de alumínio avaliadas (AlMg e AlSi), os experimentos mostram

a ausência deste tipo de porosidade quando soldando com a forma de onda I . Na

forma de onda II , a ocorrência de porosidade esta associada com as condições

adversas de deposição, produzida por esta forma de onda (vide figura 5.37(b)).

Portanto, é esperado que o verdadeiro mecanismo de formação dependa do tipo

de material e das condições de pulsação.

Barra (1998), em seu trabalho sobre o mecanismo de resistência à cavitação

de revestimento inoxidável ao cobalto, menciona a ocorrência deste tipo de

porosidade durante a soldagem MIG/MAG Térmico, utilizando arames inoxidáveis

maciço e tubular. O autor cita ainda que esta porosidade estava situada logo acima

da linha de fusão e o seu formato variava entre esférico e ligeiramente alongado

(achatado).

163

Savage et al (1979) e Mendez et al (1998/1999/2000), estudando o efeito da

corrente e da velocidade de soldagem, no processo TIG, sobre a geometria do

reforço, observaram a formação de um túnel no metal líquido para valores altos de

corrente (maior pressão do arco) e de velocidade de soldagem. Os autores citam

que nesta condição a frente da poça de fusão passa a apresentar uma fina

camada de metal líquido e que seu posterior transporte para a parte de trás da

poça será regido pelo balanço apresentado entre as forças atuantes no metal

fundido (força devido à pressão do arco (Fpa), força hidrostática (Ph) e força de

capilaridade (Pc)) determinará como o metal (vide figura 5.38(a)). Basicamente, o

aumento em I e vs produz a formação de dois canais de metal líquido, lateralmente

à parede da poça, que poderão crescer e solidificar prematuramente, ocasionado o

aparecimento de um túnel não preenchido por metal (poro com forma de túnel).

A conseqüência direta deste fenômeno é a possibilidade da formação de

regiões do cordão apresentando diferentes valores no reforço (protuberância ou

corcova - Humping ) e formação aleatória de canais não preenchidos de metal na

raiz do cordão (porosidade tipo túnel).

Yamamoto et al (1975), realizando um experimento sobre o efeito da

soldagem TIG sob baixa pressão, concluíram que o início da formação da

protuberância no reforço tem relação com o momento em que a poça passa a

apresentar uma fina película metálica na raiz (vide figura 5.38(b)).

Savage et al (1979) observaram ainda que o aumento na freqüência de

pulsação da corrente (TIG térmico) tende a reduzir o valor da velocidade de

soldagem crítica ao surgimento de defeitos no cordão.

Quanto ao formato de porosidade e sua relação com os parâmetros da

variante MIG/MAG Térmico, foi levantado que um aumento exagerado na distância

entre pulsos térmicos (Dpt ), implicitamente na vs, acima de um determinado valor

crítico, propicia condições para uma alteração na forma apresentada pelo poro na

raiz do cordão (interface térmica), ou seja, para valores baixos da Dpt o poro

formado possui forma esférica, enquanto que para valores altos na distância o poro

passa a apresentar forma de túnel (vide figura 5.38(c)). Neste item da figura é

possível visualizar a região de formação do canal e da corcova (detalhe b) e do

poro “tipo túnel” na interface tp/bt (detalhe a), conseqüência direta desta anomalia.

Para o efeito da freqüência térmica, os experimentos realizados na faixa de

0 a 10 Hz, excetuando os pontos de concentração de tensão decorrente das

164

escamas, não foi verificada qualquer outra relação de Ft com a formação de

defeitos no cordão. Na realidade é esperado que um aumento isolado em Ft

influencie beneficamente o aspecto e a microestrutura do cordão.

R

Tocha

PPP

RP

enet

raçã

o

ac

h Película demetal líquido

Acúmulo demetal líquido

Canal demetal líquido

1

(a)

1,6

1,2

0,8

0,4

00

0 2 4 6 8 10

Velo

cid

ade

de

So

ldag

em (m

/min

)

Cordão commordedura

A

B

C

F

D

E

Cordão normal

I (A)

Aporte de calor (kW)

Metal de base: Aço inox

(b)

(c)

Figura 5.38 – Mecanismo de formação de porosidade tipo “túnel”. Onde: (a) representação proposta por Mendez et al (1999), (b) mapa indicando a influência da relação entre a

velocidade de soldagem (I) e o calor aportado (Q) sobre a forma da poça (Yamamoto et al, 1975) e (c) porosidade observada na interface pt /bt , para um valor alto de Dpt (10 mm).

Com relação à interação da Ft com a Dpt , é esperada uma relação adversa

desta combinação com o aspecto e a microestrutura apresentada pelo cordão, ou

seja, um aumento na freqüência (redução de Tt) exigirá uma redução brusca no

valor de Dpt (redução na vs) para que seja evitado o surgimento das imperfeições

no cordão (porosidade e mordedura). Esta consideração é confirmada pela

proposição de Savage et al (1979), como discutido anteriormente.

Em suma, é recomendável ressaltar que a extrapolação das vantagens

apresentadas pelo processo TIG Térmico para o processo MIG/MAG Térmico

deverá ser embasada numa análise criteriosa das conseqüências negativas sobre

o metal aportado, uma vez que neste último existirá ainda o efeito adicional da

variação na transferência de massa.

165

b) Banda de porosidade na interface da base com o p ulso térmico

Na interface de pulsação bt /pt , precisamente na região com estrutura

dendrítica grosseira, foi observado a presença de bandas de porosidade, com

formas interdendrítica e esférica, compondo uma linha no contorno da interface

(vide figura 5.39 e o detalhe superior da figura 5.36).

Figura 5.39 – Banda de porosidade esférica localizada na interface térmica (corpo-de-prova Dpt5; liga AlMg).

Dvletian et al (1983) citam que a porosidade na zona fundida poderá ser

formada do metal líquido (porosidade primária) ou precipitada do metal já

solidificado (porosidade secundária – reativação da difusão do H, pelo

reaquecimento). Ao mesmo tempo, a porosidade primária poderá ser ainda

subdividida em porosidade interdendrítica (controlada pela forma de crescimento

da subestrutura) e esférica (controlada pela tensão superficial).

Considerando as informações, acima citadas, é esperado que a ocorrência

de porosidade na região da interface de pulsação bt /pt tenha relação com a

velocidade de resfriamento (relação G.Rs) e com o reaquecimento produzido pela

pulsação térmica. Assim sendo, como discutido no item 5.4, o menor espaçamento

entre os ramos dendríticos (eds) na região do início da base térmica (redução em

Q e aumento em G) minimizará a possibilidade da formação de porosidade

primária. Em contrapartida, na região bt /pt a ocorrência de bandas de porosidade

será favorecida pelo aspecto grosseiro da subestrutura (porosidade primária

166

decorrente do maior eds) e/ou pelo reaquecimento do metal já solidificado, em

conseqüência da imposição de um novo pulso térmico (porosidade secundária).

Silva (2003), avaliando os efeitos da técnica de pulsação térmica na

soldagem MIG do alumínio, cita não haver diferença significativa na formação de

porosidade desta variante em relação ao modo pulsado convencional e que a

probabilidade da ocorrência deste tipo de defeito é minimizada pela redução no

quociente da Im t com vs (consideração equivalente à proposta por Wood et al

(1983), na soldagem TIG e MIG do alumínio). Neste mesmo trabalho, a análise

macrográfica do depósito também mostrou a localização de porosidade esférica na

interface de pulsação, mas como o estudo realizado contemplou apenas a análise

macrográfica do depósito, a autora (Silva, 2003) não identificou a ocorrência de

porosidade interdendrítica.

5.6 Avaliação conjunta dos parâmetros envolvidos na pulsação térmica

Este tópico do trabalho é dedicado à análise conjunta dos possíveis efeitos

dos parâmetros de soldagem (misturando tudo), decorrentes do processo

MIG/MAG Térmico, sobre a microestrutura da zona fundida e sobre o aspecto e a

geometria do cordão de solda. Para tanto, o projeto fatorial completo 2k foi

implementado como um guia na análise estatística para avaliação, validação e

futura otimização das respostas experimentais, utilizando-se a forma de onda I . O

diagnóstico estatístico da forma de onda II foi descartado em virtude das

instabilidades (desvantagens) observadas no item 5.2.

Como descrito detalhadamente no capítulo anterior, os parâmetros (fatores)

selecionados para a avaliação estatística da pulsação térmica foram a distância

entre pulsos térmicos (Dpt ), a corrente média no pulso térmico (Impt), a corrente

média na base térmica (Imbt), o tempo de pulso térmico (tpt) e o tempo de base

térmica (tbt).

Como hipótese nula (H0) foi considerado que a pulsação térmica apresenta

influência sobre a resposta analisada.

Como hipótese alternativa (H1) foi considerada que a pulsação térmica não

apresenta influência significativa sobre a resposta analisada.

167

Como nível de significância adotou-se αααα = 0,05, o que corresponde a uma

probabilidade de 5% em estar cometendo o erro do tipo 1 (concluir que um fator

apresenta influência na resposta, quando na verdade isso não ocorre).

As respostas foram consideradas como significantes até as interações entre

três fatores (3a ordem).

Todos os valores implementados na utilizados na matriz fatorial, tanto para o

aço carbono quanto para o AlMg, são apresentados no anexo I.

a) Efeito sobre o aspecto superficial

Os dados de entrada na matriz fatorial foram levantados subjetivamente a

partir da aplicação de um formulário. Para tal, foi solicitado, aos avaliadores, que a

nota para cada depósito analisado levasse em consideração a incidência de

defeitos (mordedura e salpico), a geometria do reforço e o aspecto apresentado

pela escamação.

As notas foram delimitadas na faixa de 0 (péssimo) a 10 (excelente) pontos

e um total de dez avaliadores foram selecionadas a partir dos seguintes critérios:

Três soldadores com formação técnica e familiarizados com o

processo MIG/MAG Térmico (avaliação prática);

Cinco alunos de Pós-Graduação, em níveis de Mestrado e

Doutorado, na área de soldagem (avaliação teórica);

Duas mulheres sem nenhum tipo de formação na área de interesse

(sensibilidade feminina).

Ao final as notas para cada cordão foram somadas e os respectivos valores

médios inseridos com dado de entrada na matriz fatorial.

Para o AlMg, a resposta da análise estatística detectou que os efeitos

principais (fatores) influentes foram a Impt (implicitamente a va-pt) e a Dpt

(implicitamente vs) e, para as interações, é notado que Dpt x t pt e Dpt x Im pt x tpt

demonstraram influência significativa e tendem a anular o efeito negativo da Dpt

sobre o aspecto dos cordões (vide tabela 5.4).

Para o aço carbono, a análise fatorial detectou que os efeitos principais

influentes foram a Impt, a Dpt e o tbt e, para as interações, apenas Dpt x Im pt e Dpt

x tpt demonstraram influência significativa e tendem a anular os efeitos negativos

gerados por Impt e Dpt sobre o aspecto superficial dos cordões (vide tabela 5.5).

168

De uma maneira geral, o aumento isolado no valor de Dpt apresentará

influência negativa sobre o aspecto do cordão. Este efeito, por sua vez, poderá ser

contrabalançado pela elevação conjunta de Dpt com Impt e/ou tpt (vide figura 5.40).

As figuras 5.41 e 5.42 apresentam a magnitude e a significância produzidas

pela mudança de nível dos fatores e suas interações (do baixo (-) para o alto (+)).

Na figura 5.43 é notado que, durante a mudança de nível, apenas a

interação entre a Dpt e tpt é influente para o AlMg. Para o aço, além da interação

Dpt x t pt, a interação entre Dpt x Im pt também afeta o aspecto do cordão.

Tabela 5.4 – Efeito dos parâmetros de pulsação térmica sobre o aspecto superficial

do cordão (liga AlMg). Efeito da pulsação térmica sobre o aspecto superfic ial – AlMg

Ordem de

influência

Fator ou interação influente

Valor de P

Efeito no valor da resposta devido à

mudança De (-) para (+)

Variação

provocada

10 Impt 0,004 1,33 ↑↑↑↑ 20 Dpt 0,007 -1,20 ↓↓↓↓

30 Dpt x Im pt x t pt 0,012 1,07 ↑↑↑↑

40 Dpt x t pt 0,014 1,02 ↑↑↑↑ Onde:

P → valor que determina quais os efeitos no modelo são estatisticamente significantes, ou seja, se P ≤≤≤≤ αααα há influência do fator (o valor de P é estabelecido através do teste F);

↑↑↑↑ → a mudança de nível (- para +) aumenta o valor da resposta; ↓↓↓↓ → a mudança de nível (- para +) reduz o valor da resposta.

Tabela 5.5 – Efeito dos parâmetros de pulsação térmica sobre o aspecto superficial do cordão. Aço carbono.

Efeito da pulsação térmica sobre o aspecto superfic ial – Aço carbono

Ordem de

influência


Valor de P



Variação

provocada

10 Impt 0,000 -1,09 ↓↓↓↓

20 Dpt x Im pt 0,002 0,72 ↑↑↑↑

30 Dpt 0,003 -0,66 ↓↓↓↓

40 Dpt x t pt 0,003 0,65 ↑↑↑↑

50 tbt 0,004 0,60 ↑↑↑↑

O fato da corrente média no pulso térmico (Impt) apresentar influência

antagônica sobre o aspecto do cordão produzido no aço carbono, em relação ao

169

AlMg, deve ter relação com a diferença nas propriedades termofísicas das

referidas ligas (diferença na molhabilidade). Além disso, para o aço, é notado que o

efeito de Impt também poderá ser controlado por tbt.

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5

EBE

ADEBCDBCE

AEABCABEBDE

CACD

ACACE

BCCDDE

CDEABCE

DBDAD

ABDAB

Diagrama de Pareto (efeitos padronizados)

Linha com alfa = P = 0,05

A: DptB: ImptC: ImbtD: tptE: tbt

(a)

876543210

BAB

AAD

EABE

DEC

BEACBDAECE

ACEBDEABD

BCABCBCD

CDADECDEACD

DBCE



(b)

Figura 5.40 – Diagrama de Pareto mostrando os parâmetros influentes sobre o aspecto do cordão. Onde: (a) liga AlMg e (b) aço carbono.

-4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4

-2

-1

0

1

2

Efeito padronizado

Esc

ore

norm

al

B

ABDAD

A

Probabilidade normal


(a)

-5 0 5

-2

-1

0

1

2

Efeito padronizado

Esc

ore

norm

al

AB

ADE

ABE

A

B



(b)

Figura 5.41 – Gráfico dos efeitos normalizados comparando a relativa magnitude e a significância dos efeitos principais e suas interações sobre o aspecto superficial. Onde: (a)

liga AlMg e (b) aço carbono.

tbttptImbtImptDpt

0,70,30,70,3926715611753

5,2

4,9

4,6

4,3

4,0

Asp

ecto

(a)

tbttptImbtImptDpt

0,70,30,70,319311931025753

5,80

5,55

5,30

5,05

4,80

Asp

ecto

(b)

Figura 5.42 – Evolução apresentada pelo aspecto superficial durante a mudança de nível dos fatores. Onde: (a) AlMg e (b) aço carbono.

170

A figura 5.44 apresenta a melhor e a pior condição em termos de aspecto

superficial e a diferença é provocada pelo aumento em Impt. Observa-se, para o

alumínio, que a pior condição foi obtida para Impt (-) e a melhor para Impt (+), ao

contrário, no aço a condição é inversa.

0,70,30,70,39267156117

18

13

818

13

818

13

818

13

8

Dpt

Impt

Imbt

tpt

tbt

0,7

0,3

92

67

156

117

5

3

(a)

0,70,30,70,3193119310257

6,5

5,5

4,56,5

5,5

4,56,5

5,5

4,56,5

5,5

4,5

Dpt

Impt

Imbt

tpt

tbt

0,7

0,3

193

119

310

257

5

3

(b)

Figura 5.43 – Evolução das interações de 2a ordem em relação ao aspecto superficial do cordão, durante a mudança de nível dos fatores. Onde: (a) AlMg e (b)

aço carbono.

Al Mg Aço carbono

Figura 5.44 – Aspecto apresentado pelos cordões na condição melhor e pior.

b) Efeito sobre a largura média do cordão

Para a liga AlMg, os valores apresentados na tabela 5.6 apontam que

apenas os efeitos principais influenciam no valor da largura média do cordão.

A elevação isolada do valor de tpt, Impt ou tbt tende a aumentar a largura

média do cordão. O único fator que mostrou influência negativa sobre este

parâmetro geométrico foi a Dpt (influência de vs sobre a quantidade de massa

depositada por unidade de comprimento).

Para o aço, há um aumento no número de fatores que influenciam a largura

média do cordão. Além disso, ocorre a influência da interação Dpt x t bt, que tende

a minimizar o efeito causado pela variação isolada der Dpt (vide tabela 5.7).

171

Tabela 5.6 – Efeito dos parâmetros de pulsação térmica sobre a largura média do cordão (liga AlMg).

Efeito da pulsação térmica sobre a largura média – AlMg

Ordem de

influência


Valor de P


mudança de (-) para (+)

Variação

provocada

10 tpt 0,000 5,01 mm ↑↑↑↑ 20 Impt 0,000 4,37 mm ↑↑↑↑ 30 Dpt 0,000 -3,63 mm ↓↓↓↓

40 tbt 0,016 1,49 mm ↑↑↑↑ Onde: P → valor que determina quais os efeitos no modelo são estatisticamente significantes, ou seja, se P ≤≤≤≤ αααα há influência do fator (o valor de P é estabelecido através do teste F); ↑↑↑↑ → a mudança de nível (- para +) aumenta o valor da resposta; ↓↓↓↓ → a mudança de nível (- para +) reduz o valor da resposta.

Tabela 5.7 – Efeito dos parâmetros de pulsação térmica sobre a largura média do cordão. Aço carbono.

Efeito da pulsação térmica sobre a largura média – Aço carbono

Ordem de

influência


Valor de P



Variação

provocada

10 tpt 0,000 4,92 mm ↑↑↑↑ 20 Dpt 0,000 -4,35 mm ↓↓↓↓

30 tbt 0,000 2,16 mm ↑↑↑↑

40 Imbt 0,000 1,67 mm ↑↑↑↑ 50 Impt 0,000 1,23 mm ↑↑↑↑ 60 Dpt x t pt 0,000 1,08 mm ↑↑↑↑

A figura 5.45 descreve os fatores e as interações que atuam de forma

significante sobre a largura do cordão. Nesta figura, os diagramas de Pareto

determinam que, independentemente do material, o fator com maior influência

isolada é o tempo de pulso térmico (tpt) e que apenas o efeito da distância entre

pulsos (Dpt ) apresenta influência negativa sobre a resposta.

A figura 5.46, por sua vez, apresenta a magnitude dos efeitos (o quanto o

valor numérico da resposta é alterado) e a figura 5.47 exibe a evolução dos fatores,

durante a mudança do nível baixo (-) para o nível alto (+). Nesta última figura é

visível que os efeitos principais que mais se destacam são o tempo de pulso

térmico (incrementando a resposta) e a distância entre pulsos (atuando

negativamente sobre a resposta).

172

1050

DBAE

CEBD

CAD

ACDACEABCABE

ABBCDBDE

ACBC

CDEABD

BEAECD

ADEBCE

DE



(a)

3020100

DAECB

ADCEACBDAEDECDAB

ABDBCDACEACDBDEADECDE

BEABC

BCABEBCE



(b)

Figura 5.45 – Diagrama de Pareto mostrando os parâmetros influentes sobre a largura média do cordão. Onde: (a) liga AlMg e (b) aço carbono.

1050-5

2

1

0

-1

-2

Efeito padronizado

Esc

ore

norm

al

A

EB

D



(a)

3020100-10-20-30

2

1

0

-1

-2

Efeito padronizado

Esc

ore

norm

al

A

ADACAEDE

CDBDCE

BC

E

D



(b)

Figura 5.46 – Gráfico dos efeitos normalizados comparando a relativa magnitude e a significância dos efeitos principais e suas interações sobre a largura média do

cordão. Onde: (a) liga AlMg e (b) aço carbono.

tbttptImbtImptDpt

0,70,30,70,3926715611753

14,8

13,6

12,4

11,2

10,0

Larg

ura

(mm

)

(a)

tbttptImbtImptDpt

0,70,30,70,319311931025753

16

15

14

13

12

Larg

ura

(mm

)

(b)

Figura 5.47 – Evolução apresentada pela largura média do cordão durante a mudança de nível dos fatores. Onde: (a) AlMg e (b) aço carbono.

173

0,70,30,70,3926715611718

13

818

13

818

13

818

13

8

Dpt

Impt

Imbt

tpt

tbt

0,7

0,3

92

67

156

117

5

3

(a)

0,70,30,70,319311931025720

15

1020

15

1020

15

1020

15

10

Dpt

Impt

Imbt

tpt

tbt

0,7

0,3

193

119

310

257

5

3

(b)

Figura 5.48 – Evolução das interações de 2a ordem em relação à largura média do cordão, durante a mudança de nível dos fatores. Onde: (a) AlMg e (b) aço carbono.

Por fim, a figura 5.48(b) demonstra que a única interação de 2a ordem

significativa ocorrerá apenas para o aço, quando houver a mudança conjunta de

nível entre Dpt e tbt, ou seja, se a interação Dpt x t bt acorrer no sentido de (-) para

(+) a largura do cordão tenderá a diminuir e para a passagem (+) para (-) o efeito

será inverso.

Do exposto acima, duas observações devem ser levadas em consideração

quando se desejar maximizar o valor da largura média do cordão, ou seja:

Para a liga AlMg, o aumento na largura poderá ser conseguido com o

incremento isolado ou conjunto de tpt e Impt e com redução em Dpt;

Para o aço carbono, o aumento na largura do cordão é possível

apenas com a variação isolada de tpt.

c) Efeito sobre o reforço médio do cordão

A análise fatorial mostra que, para o AlMg, apenas os efeitos principais

influenciam no valor do reforço médio do cordão (vide tabela 5.8).

A elevação isolada do valor de tpt ou tbt tende a aumentar apresenatado

pelo médio. Pelo contrário, o incremento no fator Dpt ou na Impt atuará

negativamente sobre este parâmetro geométrico.

Para o aço, é apresentado um aumento no número de fatores que

influenciam na resposta do reforço médio do cordão. Em adição, ocorre também a

influência da interação Impt x tpt, que tende a aumentar o efeito negativo causado

pela variação isolada de Dpt (vide tabela 5.9).

174

Tabela 5.8 – Efeito dos parâmetros de pulsação térmica sobre o reforço médio do cordão (liga AlMg).

Efeito da pulsação térmica sobre a largura média – AlMg

Ordem de

influência


Valor de P



Variação

provocada

10 Dpt 0,000 -0,74 mm ↓↓↓↓ 20 tbt 0,000 0,65 mm ↑↑↑↑ 30 Impt 0,002 -0,48 mm ↓↓↓↓

40 tpt 0,005 0,39 mm ↑↑↑↑ Onde: P → valor que determina quais os efeitos no modelo são estatisticamente significantes, ou seja, se P ≤≤≤≤ αααα há influência do fator (o valor de P é estabelecido através do teste F); ↑↑↑↑ → a mudança de nível (- para +) aumenta o valor da resposta; ↓↓↓↓ → a mudança de nível (- para +) reduz o valor da resposta.

Tabela 5.9 – Efeito dos parâmetros de pulsação térmica sobre o reforço médio do cordão (aço carbono).

Efeito da pulsação térmica sobre a largura média – Aço carbono

Ordem de

influência


Valor de P



Variação

provocada

10 Dpt 0,000 -0,49 mm ↓↓↓↓ 20 tpt 0,000 0,48 mm ↑↑↑↑

30 Impt 0,000 0,44 mm ↑↑↑↑

40 tbt 0,006 0,22 mm ↑↑↑↑ 50 Imbt x t pt 0,008 -0,21 mm ↓↓↓↓

876543210

AEBD

ABCACEACD

DECE

ABEC

BCBE

BDEBCEBCD

ACABBD

ABDCDAE

CDEADE

AD



(a)

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9

AEABE

BDACEBCDACD

ADACDE

BCECDEABC

BCBECE

ADEAB

BDEC

ABDCD

EBDA



(b)

Figura 5.49 – Diagrama de Pareto mostrando os parâmetros influentes sobre o reforço médio do cordão. Onde: (a) liga AlMg e (b) aço carbono.

175

Os diagramas de Pareto da figura 5.49 descrevem os fatores e as interações

que atuam de forma expressiva sobre a o reforço médio do cordão. É determinado

que, independentemente do material, apenas Dpt apresenta influência negativa na

resposta e os demais parâmetros não repetiram seus efeitos entre os materiais

analisados.

-5 0 5

-2

-1

0

1

2

Efeito padronizado

Esc

ore

norm

al

E

D

ABCB

A



(a)

-5 0 5

-2

-1

0

1

2

Efeito padronizado

Esc

ore

norm

al

D

BE

ABD

CD

A



(b)

Figura 5.50 – Gráfico dos efeitos normalizados comparando a relativa magnitude e a significância dos efeitos principais e suas interações sobre o reforço médio do

cordão. Onde: (a) liga AlMg e (b) aço carbono.

A figura 5.50, através da probabilidade normal, apresenta a magnitude dos

efeitos (o quanto o valor numérico da resposta é alterado) e a figura 5.51 exibe a

evolução dos fatores, durante a mudança do nível baixo (-) para o nível alto (+).

Nesta última figura é visível que os efeitos principais que mais se destacam são a

distância entre pulsos (atuando negativamente) e os tempos de pulso e base

térmica (atuando positivamente).

tbttptImbtImptDpt

0,70,30,70,39267156117534,1

3,9

3,7

3,5

3,3

Ref

orço

(m

m)

(a)

tbttptImbtImptDpt

0,70,30,70,319311931025753

3,3

3,2

3,1

3,0

2,9

Ref

orço

(m

m)

(b)

Figura 5.51 – Evolução apresentada pelo reforço médio do cordão durante a mudança de nível dos fatores. Onde: (a) AlMg e (b) aço carbono.

176

0,70,30,70,39267156117

4,0

3,5

3,0

4,0

3,5

3,0

4,0

3,5

3,0

4,0

3,5

3,0

Dpt

Impt

Imbt

tpt

tbt

0,7

0,3

92

67

156

117

5

3

(a)

0,70,30,70,3193119310257

3,6

3,1

2,63,6

3,1

2,63,6

3,1

2,63,6

3,1

2,6

Dpt

Impt

Imbt

tpt

tbt

0,7

0,3

193

119

310

257

5

3

(b)

Figura 5.52 – Evolução das interações de 2a ordem em relação ao reforço médio do cordão, durante a mudança de nível dos fatores. Onde: (a) AlMg e (b) aço

carbono.

Por fim, a figura 5.52 demonstra que a única interação de 2a ordem

significativa ocorrerá apenas para o aço, quando houver a mudança conjunta de

nível entre Imbt e tpt, ou seja, se a interação Imbt x tpt ocorrer no sentido de (-) para

(+) a largura do cordão tenderá a diminuir e para a passagem (+) para (-) o efeito

será inverso.

Do exposto acima, duas observações devem ser levadas em consideração

quando se desejar maximizar o valor do reforço médio do cordão, ou seja:

Para a liga AlMg, o aumento no reforço poderá ser conseguido com o

incremento isolado ou conjunto de tpt e Impt e/ou com redução da Impt

e da Dpt ;

Para o aço carbono, a maximização é mais complexa, já há a

ocorrência de interações de 2a e 3a ordem influentes e estas podem

mascarar os efeitos principais.

d) Efeito sobre a diferença na largura da ZTA (aço carbono)

O objetivo deste tópico foi determinar experimentalmente quais os

parâmetros da pulsação térmica que produzem a anomalia na largura da zona

termicamente afetada (ZTA), para o aço baixo carbono. A análise estatística das

observações experimentais, apresentada na tabela 5.10, mostra que a anomalia é

influenciada pela variação dos efeitos principais e por interações de 2a e 3a ordem.

Como exposto, excetuando o tpt (-0,18 mm), todos os parâmetros

significantes tendem a elevar a diferença na largura da ZTA, entre as fases de

pulso e base térmica. Além disso, como fator mais influente pode ser destacado o

177

tbt (-0,46 mm), que apresenta o dobro de influência em relação aos demais

parâmetros.

Tabela 5.10 – Efeito dos parâmetros de pulsação térmica sobre a diferença na largura da ZTA (aço carbono).

Efeito da pulsação térmica sobre a diferença na lar gura da ZTA – Aço carbono

Ordem de

influência


Valor de P

Efeito no valor da resposta

devido à mudança

de (-) para (+)

Variação

provocada

10 tbt 0,000 0,46 mm ↑↑↑↑ 20 Impt x Im bt 0,006 0,27 mm ↑↑↑↑ 30 Impt 0,006 0,27 mm ↑↑↑↑ 40 Dpt 0,011 0,24 mm ↑↑↑↑ 50 Dpt x t pt x t bt 0,011 0,24 mm ↑↑↑↑ 60 Dpt x Im pt x t pt 0,029 -0,19 mm ↓↓↓↓ 70 Dpt x Im pt x Im bt 0,034 0,18 mm ↑↑↑↑ 80 tpt 0,035 -0,18 mm ↓↓↓↓

Onde: P → valor que determina quais os efeitos no modelo são estatisticamente significantes, ou seja, se P ≤≤≤≤ αααα há influência do fator (o valor de P é estabelecido através do teste F); ↑↑↑↑ → a mudança de nível (- para +) aumenta o valor da resposta; ↓↓↓↓ → a mudança de nível (- para +) reduz o valor da resposta.

76543210

EBC

BA

ADEABDABE

DADACAE

ABCAB

ACEBCE

BDCECD

BDECDEACD

CBCD

BEDE



Figura 5.53 – Diagrama de Pareto mostrando os parâmetros influentes sobre a diferença na largura da ZTA (aço carbono).

178

A figura 5.53 expõe os fatores e as interações que atuam de forma

significativa sobre a diferença na largura da ZTA. Neste gráfico fica evidente o

quanto tbt se diferencia dos demais fatores e que o efeito positivo de tpt é reduzido.

Assim, de maneira geral é esperado que a pulsação térmica normalmente

apresente variação no perfil de penetração e, conseqüentemente, na diferença de

largura na ZTA.

Uma outra maneira de confirmar este efeito é utilizando as informações da

probabilidade normal e da evolução dos efeitos durante a mudança de nível, como

exposto nas figuras 5.54 e 5.55. Novamente, é notado que em relação à magnitude

(o quanto a resposta é alterada) e a significância (quais os fatores ou interações

são influentes para αααα = 0,05) da análise fatorial, para a faixa de valores

experimentada, o fator tbt é o que desponta como o mais influente. Adicionalmente,

as interações envolvendo tbt apresentam a mesma direção do efeito isolado deste

fator.

76543210-1-2-3

2

1

0

-1

-2

Efeito padronizado

Esc

ore

norm

al

ABD

D

ABEADEA

BBC

E



Figura 5.54 – Gráfico dos efeitos normalizados comparando a relativa magnitude e a significância dos efeitos principais e suas interações sobre a diferença na largura

da ZTA (aço carbono).

Uma observação pertinente neste ponto da análise é relembrar que

devemos tomar todo o cuidado na interpretação de um efeito principal quando ele

estiver envolvido numa interação. Desse modo, é necessário que saibamos se a

179

mudança produzida pelo efeito apresenta a mesma direção da sua interação para,

finalmente, discutir a real influência.

tbttptImbtImptDpt

0,70,30,70,3193119310257531,1

1,0

0,9

0,8

0,7

Dife

renç

a na

larg

ura

da Z

TA

Figura 5.55 – Evolução apresentada pela diferença na largura da ZTA, durante a mudança de nível dos fatores (aço carbono).

0,70,30,70,3193119310257

1,3

0,9

0,51,3

0,9

0,51,3

0,9

0,51,3

0,9

0,5

Dpt

Impt

Imbt

tpt

tbt

0,7

0,3

193

119

310

257

5

3

Figura 5.56 – Evolução das interações de 2a ordem em relação à diferença de largura da ZTA, durante a mudança de nível dos fatores (aço carbono).

Por sua vez, a figura 5.56 demonstra que a única interação de 2a ordem

significativa ocorrerá quando houver mudança conjunta de nível entre Impt e Imbt,

ou seja, se a interação Impt x Im bt ocorrer no sentido de (-) para (+) a diferença na

180

largura da ZTA tenderá a aumentar e para a passagem (+) para (-) o efeito será

inverso.

Uma vez que, o principal fator influente é o tbt, uma consideração pertinente

quanto à redução do seu efeito seria um aumento na freqüência térmica (o que

minimizaria também o efeito de Dpt ) e/ou no ciclo ativo térmico (maior tempo sobre

o efeito do pt ).

e) Efeito sobre o volume de vazios na ZF (AlMg)

Este tópico trabalha os valores experimentais da análise gravimétrica com o

intuito de verificar se a pulsação térmica apresenta tendência sobre a formação de

vazios (porosidade e/ou falta de fusão) na zona fundida (ZF), para o AlMg. A

análise estatística, apresentada na tabela 5.11, mostra que a ocorrência de vazios

é influenciada pela variação de dois efeitos principais e por uma interação de 2a

ordem.

Tabela 5.11 – Efeito dos parâmetros de pulsação térmica sobre o volume de vazios na zona fundida (liga AlMg).

Efeito da pulsação térmica sobre o volume de vazios – AlMg

Ordem de

influência


Valor de P



Variação

provocada

10 Dpt 0,002 -0,33% ↓↓↓↓ 20 Dpt x Im bt 0,017 0,19% ↑↑↑↑ 30 Imbt 0,026 -0,17% ↓↓↓↓


Um acréscimo individual nos valores de Dpt ou Imbt tenderá a reduzir a

presença de defeitos. Em contrapartida, este efeito poderá ser mascarado quando

for almejado minimizar a presença de vazios, pela variação conjunta dos efeitos

principais, ou seja, como discutido anteriormente, é necessário que se tenha o

cuidado em avaliar como a interação, envolvendo os fatores, irá influenciar na

resposta. Portanto, para o caso analisado é interessante não alterar

concomitantemente os valores de Dpt e Imbt.

181

A figura 5.57 expõe os fatores e a interação que atuam de forma significativa

sobre a o volume de vazios. Neste gráfico, fica evidente o quanto o efeito isolado

da Dpt se diferencia de Imbt e de Dpt x Im bt.

543210

AAC

CD

BDACDABD

ECE

BDECD

ADEAD

CDEACEABE

DEBCAEBE

BCDABC

BBCE

AB

Diagrama de Pareto (efeitos normalizados)


Figura 5.57 – Diagrama de Pareto mostrando os parâmetros influentes sobre o volume de vazios na ZF (liga AlMg).

3210-1-2-3-4-5

2

1

0

-1

-2

Efeito padronizado

Esc

ore

norm

al

A

C

AC



Figura 5.58 – Gráfico dos efeitos normalizados comparando a relativa magnitude e a significância dos efeitos principais e suas interações sobre o volume de vazios na

ZF (liga AlMg).

Uma outra maneira de confirmar este efeito é pela utilização das

informações disponibilizadas pelos gráficos da probabilidade normal e da evolução

182

dos efeitos durante a mudança de nível, como exposto nas figuras 5.58 e 5.59.

Novamente é notado que, em termos de magnitude e significância, o fator Dpt é o

que desponta como o mais influente.

tbttptImbtImptDpt

0,70,30,70,3926715611753

0,47

0,39

0,31

0,23

0,15

Vol

vaz

io (

%)

Figura 5.59 – Evolução apresentada pelo volume de vazios do cordão durante a mudança de nível dos fatores (liga AlMg).

0,70,30,70,39267156117

0,6

0,4

0,2

0,6

0,4

0,2

0,6

0,4

0,2

0,6

0,4

0,2

Dpt

Impt

Imbt

tpt

tbt

0,7

0,3

92

67

156

117

5

3

Figura 5.60 – Evolução das interações de 2a ordem em relação ao volume de vazios na ZF durante a mudança de nível dos fatores (liga AlMg).

Para a figura 5.60, é notado que a única interação de 2a ordem significativa

ocorrerá quando houver a mudança conjunta de nível entre Dpt e Imbt, ou seja, a

183

passagem da interação Impt x Im bt no sentido de (-) para (+) tende a minimizar a

quantidade de vazios presentes na ZF.

Já que os fatores influentes são Dpt e Imbt e estes, normalmente, deveriam

atuar de forma contrária ao que foi detectado pela análise fatorial em relação ao

volume de vazios, é necessária uma análise a respeito do mecanismo envolvido

nesta redução.

Como na pulsação térmica um aumento no valor da Dpt reduz o calor

aportado e, por conseqüência, diminui o tempo disponível para o escape dos gases

na ZF, seria esperado que a quantidade de vazios tendesse a aumentar como

incremento da Dpt .

Com relação à elevação em Imbt, o efeito esperado é mínimo, uma vez que,

por um lado, haverá um acréscimo no calor aportado (maior tempo para escape) e,

por outro, uma redução no desnível térmico (diminuição no grau de agitação da

poça).

Somando-se a isso, Silva (2003) cita que, na soldagem do alumínio, o

emprego da pulsação térmica não aumenta a susceptibilidade à geração de

porosidade, quando comparado com o modo pulsado convencional.

Então como explicar esta influência de Dpt e Imbt sobre a quantidade de

vazios na ZF?

A solução utilizada para tentar explicar o mecanismo atuante contou com a

realização de cortes nos cordões em diferentes regiões e seções, seguidos pela

análise micrográfica dos corpos-de-prova. Como resposta da análise foi detectado

que a fonte de vazios tinha origem na falta de molhabilidade (fusão) entre a zona

fundida e o metal de base, próximo à região das bordas, para valores altos de calor

aportado (níveis altos de Impt, tpt e baixos de Dpt ), vide figura 5.61. Além disso,

como discutido previamente, em decorrência da formação de porosidade primária

nas interfaces térmicas ser contrabalançada pelo aumento na agitação da poça é

presumível, portanto, que a principal parcela de contribuição tenha ligação com a

falta de fusão.

Como conclusão final, para a liga AlMg, não foi possível relacionar uma

possível variação na quantidade de poros com o uso da pulsação térmica e, ainda,

que a alteração na quantidade de vazios observada tem sua origem na dificuldade

de molhabilidade do metal de base, para valores altos de metal transferido por

unidade de comprimento (grande reforço). Assim, em determinados limites, como a

184

Dpt reduz a quantidade de metal de solda por unidade de comprimento é esperada

que a ausência da fusão seja minimizada pela redução do reforço e pela maior

incidência do arco, diretamente sobre o metal de base (aquecimento e limpeza

catódica).

Aproveitando a observação de que a origem dos vazios tem relação com a

falta de fusão é importante ressaltar que a metodologia normalmente adotada para

o levanto de vazios, empregando a análise gravimétrica, deve ser revista, já que

normalmente a retirada da zona fundida não vem acompanhada da região de

ligação (linha de fusão) e, como conseqüência, o efeito da falta de fusão é

mascarado.

(a)

(b)

Figura 5.61 – Seções transversais dos cordões mostrando o efeito da pulsação térmica sobre falta de fusão (formação de vazios). Onde: (a) Dpt x Im bt (↑↑↑↑) e (b)

Dpt (↑↑↑↑) e Imbt (↓↓↓↓).

f) Efeito sobre o diâmetro médio dos grãos e PMC (A lMg)

Para o diâmetro médio, é apresentado na tabela 5.12 que apenas um efeito

de cada ordem influenciam no seu valor final. Como efeito principal, somente a

variação isolada da Dpt terá influência sobre o diâmetro médio dos grãos. No

entanto, como há uma interação de 3a ordem envolvendo a Dpt (Dpt x Im bt x Im pt)

é importante ter em mente que uma combinação inadequada de parâmetros

provocará o efeito inverso na minimização do diâmetro médio dos grãos na ZF.

Em relação ao valor do parâmetro do modo de crescimento (PMC) ocorre

uma situação interessante, uma vez que, de forma isolada, os efeitos principais

185

(Impt ou tpt) atuam de forma benéfica somente sobre PMC, há uma indução em se

fazer o aumento conjunto destes efeitos. No entanto, esta opção acarretará no

aumento do diâmetro médio, exatamente o contrário do esperado (vide tabela

5.13).

Tabela 5.12 – Efeito dos parâmetros de pulsação térmica sobre o diâmetro médio do grão (liga AlMg).

Efeito da pulsação térmica sobre o diâmetro médio d o grão – AlMg

Ordem de

influência


Valor de P



Variação

provocada

10 Dpt 0,009 11,40 m ↑↑↑↑ 20 Dpt x Im bt x Im pt 0,018 9,65 m ↑↑↑↑ 30 Dpt x t bt 0,019 9,53 m ↑↑↑↑


Tabela 5.13 – Efeito dos parâmetros de pulsação térmica sobre o valor de PMC. (liga AlMg).

Efeito da pulsação térmica sobre o valor de PMC – A lMg

Ordem de

influência


Valor de P



Variação

provocada

10 tpt 0,000 -0,96 ↓↓↓↓ 20 Impt 0,000 -0,75 ↓↓↓↓

30 Dpt 0,002 0,55 ↑↑↑↑

40 Impt x t pt 0,012 0,37 ↑↑↑↑

Das informações expostas nas tabelas 5.12 e 5.13, é possível avaliar que

um procedimento viável para minimizar conjuntamente os valores de PMC e do

diâmetro médio baseia-se na redução do valor de Dpt e na elevação de tpt.

186

3210

AABC

AEE

ABDBD

DBCADCD

BCECEDE

CCDEACE

ABABEADE

BBCDBDE

BEACD

AC



(a)

9876543210

DBA

BDAD

CDECE

CAB

ACDDE

BDEAC

ABECD

EBCEACE

BEBC

ABCADEABDBCD

AE



(b)

Figura 5.62 – Diagramas de Pareto mostrando os parâmetros influentes sobre o diâmetro médio dos grãos (a) e sobre o valor de PMC (b). Liga AlMg.

Os diagramas de Pareto da figura 5.62 evidenciam os fatores e as

interações que atuam de forma expressiva, positiva ou negativamente, sobre os

parâmetros analisados. Observe que, tanto para o diâmetro médio quanto para

PMC, o incremento da Dpt (em vermelho) atuará de forma detrimental sobre as

respostas.

43210-1-2

2

1

0

-1

-2

Efeito padronizado

Esc

ore

norm

al

AEABC

A



(a)

6420-2-4-6-8

2

1

0

-1

-2

Efeito padronizado

Esc

ore

norm

al

D

B

BD

A



(b)

Figura 5.63 – Gráfico dos efeitos normalizados comparando a relativa magnitude e a significância dos efeitos principais e suas interações sobre o diâmetro médio dos

grãos (a) e PMC (b). Liga AlMg.

A figura 5.63 descreve, através da probabilidade normal, a magnitude no

valor da resposta, produzida pelos fatores e/ou interações significantes para αααα =

0,05. Em adição, a figura 5.64 apresenta a evolução dos efeitos principais na

mudança de nível ((-) para (+)).

187

tbttptImbtImptDpt

0,70,30,70,3926715611753

92,0

89,5

87,0

84,5

82,0Diâ

met

ro m

édio

dos

grã

os

(a)

tbttptImbtImptDpt

0,70,30,70,3926715611753

2,1

1,9

1,7

1,5

1,3

PM

C (

adm

ensi

onal

)

(b)

Figura 5.64 – Evolução apresentada pelo diâmetro médio do grão (a) e por PMC (b), durante a mudança de nível dos fatores. Liga AlMg.

Finalmente, a figura 5.65 demonstra que a única interação de 2a ordem

significativa para o diâmetro médio é Dpt x t bt (minimizando a resposta) e, para o

valor de PMC, apenas Impt x tpt (maximizando a resposta).

0,70,30,70,39267156117

100

90

80

100

90

80

100

90

80

100

90

80

Dpt

Impt

Imbt

tpt

tbt

0,7

0,3

92

67

156

117

5

3

(a)

0,70,30,70,39267156117

2,5

2,0

1,5

2,5

2,0

1,5

2,5

2,0

1,5

2,5

2,0

1,5

Dpt

Impt

Imbt

tpt

tbt

0,7

0,3

92

67

156

117

5

3

(b)

Figura 5.65 – Evolução das interações de 2a ordem em relação ao diâmetro médio do grão (a) e PMC (b), durante a mudança de nível dos fatores. Liga AlMg.

g) Efeito sobre a largura do grão austenítico primá rio (aço carbono)

A análise estatística apresentada na tabela 5.14 mostra que os efeitos

influentes (tbt e tpt) tendem a elevar a largura do grão austenítico primário, na

passagem do nível baixo (-) para o nível alto (+).

O efeito individual de tpt é facilmente explicado pela relação entre o calor

aportado e a largura do grão primário. De maneira simplificada, o aumento de tpt

incrementa o valor do calor aportado e, como conseqüência, a largura do grão

austenítico primário será maior.

188

Tabela 5.14 – Efeito dos parâmetros de pulsação térmica sobre a largura do grão austenítico primário (aço carbono).

Efeito da pulsação térmica sobre a largura do grão – Aço carbono

Ordem de

influência


Valor de P



Variação

provocada

10 tbt 0,001 46,56 µm ↑↑↑↑ 20 tpt 0,020 24,81 µm ↑↑↑↑


A princípio, o que não parece coerente é o acréscimo produzido por tbt

sobre a largura do grão primário, onde na verdade era esperado um efeito contrário

ao apresentado. Uma explicação encontrada para este comportamento de tbt é que

o seu incremento faz com que a influência do ciclo ativo térmico (Ct) fique mais

pronunciada, ou seja, como Ct é função do valor de tbt, um acréscimo no tempo de

base térmica produz um decréscimo no valor de Ct, que por sua vez induz um

aumento no valor da largura média do grão primário (vide novamente o item 5.3.3).

6543210

EDBA

ACABC

CECDE

BCC

ABBDE

BEBD

ADEBCDABEACDBCE

AEABD

DEADCD

ACE



Figura 5.66 – Diagrama de Pareto mostrando os parâmetros influentes sobre a largura do grão austenítico (aço carbono).

189

A figuras 5.66 e 5.67 expõem os fatores que atuam de forma significativa

sobre a largura do grão primário. Neste gráfico, fica evidente o quanto o efeito

isolado do tbt se diferencia de tpt, praticamente ocorre o dobro de influência.

6543210-1-2

2

1

0

-1

-2

Efeito padronizado

Esc

ore

norm

al

D

E



Figura 5.67 – Gráfico dos efeitos normalizados comparando a relativa magnitude e a significância dos efeitos principais e suas interações sobre a largura do grão

austenítico (aço carbono).

Uma outra maneira de visualizar os efeitos produzidos pelos fatores

influentes é utilizando as informações disponibilizadas pelo gráfico da evolução dos

efeitos durante a mudança de nível, como exposto na figura 5.68. Novamente, é

notado que, em termos de magnitude e significância, o fator tbt é o que desponta

como o mais influente.

tbttptImbtImptDpt

0,70,30,70,319311931025753

188

176

164

152

140

Larg

ura

do g

rão

Figura 5.68 – Evolução apresentada pela largura do grão durante a mudança de

nível dos fatores (aço carbono).

190

0,70,30,70,3193119310257

200

175

150

200

175

150

200

175

150

200

175

150

Dpt

Impt

Imbt

tpt

tbt

0,7

0,3

193

119

310

257

5

3

Figura 5.69 – Evolução das interações de 2a ordem em relação à largura do grão

primário, durante a mudança de nível dos fatores (aço carbono).

Finalmente, a figura 5.69 demonstra não haver interação significativa de 2a

ordem sobre a largura média do grão austenítico primário.

h) Efeito sobre as frações volumétricas de FA e FP( G) (aço carbono)

Os resultados da análise fatorial apresentada na tabela 5.15 demonstram

que a fração volumétrica da ferrita acicular (FA) é afetada apenas pelos efeitos

principais, não havendo, portanto interação dos fatores agindo na quantidade de

FA.

Para Impt a redução é produzida possivelmente pelo aumento da corrente

média total (Im t) e para tbt e tpt o efeito sobre FA demonstra relação com redução

produzida em Ft. Por sua vez, o efeito de Imbt pode ser atrelado ao incremento

produzido no desnível térmico (Dt).

Em relação à fração volumétrica da ferrita de contorno de grão (FP(G))

apenas tpt e Impt apresentam influência significativa, vide tabela 5.16.

A variação produzida em Im t e Ft pode explicar o efeito criado por Impt e tpt

na fração de FP(G). Observe que o efeito de Impt e tpt é exatamente o inverso

daquele produzido em FA e que as variações volumétricas entre os

microconstituintes estão quase que na mesma faixa de grandeza (a variação não é

igual em função do surgimento de FP(SP)).

191

Tabela 5.15 – Efeito dos parâmetros de pulsação térmica sobre o volume de FA (aço carbono).

Efeito da pulsação térmica sobre o volume de FA – A ço carbono

Ordem de

influência


Valor de P



Variação

provocada

10 Impt 0,015 -6,43% ↓↓↓↓ 20 tpt 0,017 -6,25% ↓↓↓↓ 30 tbt 0,023 -5,18% ↓↓↓↓

40 Imbt 0,043 4,87% ↑↑↑↑ Onde: P → valor que determina quais os efeitos no modelo são estatisticamente significantes, ou seja, se P ≤≤≤≤ αααα há influência do fator (o valor de P é estabelecido através do teste F); ↑↑↑↑ → a mudança de nível (- para +) aumenta o valor da resposta; ↓↓↓↓ → a mudança de nível (- para +) reduz o valor da resposta.

Tabela 5.16 – Efeito dos parâmetros de pulsação térmica sobre o volume de FP(G) (aço carbono).

Efeito da pulsação térmica sobre o volume de FP(G) – Aço carbono

Ordem de

influência


Valor de P



Variação

provocada

10 tpt 0,005 10,28% ↑↑↑↑ 20 Impt 0,022 7,34% ↑↑↑↑

Como não há interação significativa influenciando as frações de FA e FP(G)

é possível estimar que um procedimento viável para maximizar FA e minimizar

FP(G) pode ser baseado na redução conjunta de Impt e tpt.

3210

BDEC

BEBCD

DEAD

ABCE

BDABEADEACE

CDAB

ACDAC

ABCCDE

CEBDE

AEBC

ABD



(a)

43210

EBCD

BEADBDCD

AADEABE

ABCDEACEBDE

AEABDABCBCD

CEDE

ACDBCAC

BCE



(b)

Figura 5.70 – Diagramas de Pareto mostrando os parâmetros influentes sobre os volumes de FA (a) e FP(G) (b) (aço carbono).

192

Os diagramas de Pareto da figura 5.70 evidenciam que apenas os efeitos

principais atuam de forma expressiva, positiva ou negativamente, sobre as frações

volumétricas dos microconstituintes analisados.

210-1-2-3

2

1

0

-1

-2

Efeito padronizado

Esc

ore

norm

al

B

DE

C



(a)

43210-1-2

2

1

0

-1

-2

Efeito padronizadoE

scor

e no

rmal

B

E



(b)

Figura 5.71 – Gráfico dos efeitos normalizados comparando a relativa magnitude e a significância dos efeitos principais e suas interações sobre os volumes de FA (a)

e FP(G) (b) (aço carbono).

Os gráficos de probabilidade normal, na figura 5.71, descrevem que as

magnitudes das respostas são alteradas apenas por efeitos principais. Em adição,

a figura 5.72 apresenta a evolução dos efeitos principais na mudança de nível ((-)

para (+)).

tbttptImbtImptDpt

0,70,30,70,31931193102575334,0

32,5

31,0

29,5

28,0

FA

(%

)

(a)

tbttptImbtImptDpt

0,70,30,70,319311931025753

48

46

44

42

40

FP

(G)

(%)

(b)

Figura 5.72 – Evolução apresentada pelos volumes de FA (a) e FP(G) (b), durante a mudança de nível dos fatores (aço carbono).

Finalmente, a figura 5.73 demonstra não haver interação de 2a ordem

significativa tanto para a fração volumétrica de FA quanto para o volume de FP(G).

193

0,70,30,70,3193119310257

35

30

25

35

30

25

35

30

25

35

30

25

Dpt

Impt

Imbt

tpt

tbt

0,7

0,3

193

119

310

257

5

3

(a)

0,70,30,70,3193119310257

55

45

3555

45

3555

45

3555

45

35

Dpt

Impt

Imbt

tpt

tbt

0,7

0,3

193

119

310

257

5

3

(b)

Figura 5.73 – Evolução das interações de 2a ordem em relação aos volumes de FA (a) e FP(G) (b), durante a mudança de nível dos fatores (aço carbono).

5.7 Ocorrência de microestrutura complexa de solidi ficação na ZF

Para entender melhor os resultados, apresentados e discutidos nos tópicos

antecedentes, é apropriado condensar as características e a complexidade

observadas no processo de formação da zona fundida, quando utilizando a

variante MIG/MAG Térmico. Em suma, a modulação produzida nos valores da

quantidade de massa e do calor, transferidos na região do arco, alteram

ciclicamente os valores de Rs (variação na relação entre a velocidade relativa de

soldagem e o tamanho da poça) e G (variação de temperatura) e induzem a

presença de diferentes níveis de agitação (convecção) da poça de fusão.

Para o grau de agitação experimentado pela poça, foi debatido que a

intensidade das forças influentes (Fem, Fγγγγ, Fpa, Fb e Fgota ), sobre o mecanismo de

excitação do metal líquido, será função direta dos valores implementados para as

correntes Impt e Imbt – atuando na diferença do calor aportado – e dos tempos tpt e

tbt – atuando sobre a freqüência com que os fenômenos agem sobre esta região

(vide figura 5.74). Em adição, o grau de complexidade apresentado será maior na

utilização da forma de onda II , onde haverá o efeito adicional da variação cíclica do

comprimento do arco (implicitamente Us) e da distância de projeção das gotas e,

ainda, a possibilidade da perda na condição UGPP.

As figuras 5.75, 5.76 e 5.77 esquematizam algumas das peculiaridades

observadas sobre a geometria e a microestrutura da zona fundida. Observe que o

uso da variante MIG/MAG Térmico poderá atuar sobre o grau de diluição, sobre a

geometria do reforço (escamas), sobre a largura da ZTA, sobre a direção de

crescimento dos grãos (bandas de crescimento), sobre o tamanho e a forma do

194

grão, sobre o espaçamento dendrítico e a presença de porosidade nesta região

(banda de espaçamento grosseiro na interface térmica), sobre a molhabilidade do

metal líquido nas bordas do cordão (contração e expansão cíclica do reforço) e,

finalmente, sobre a ocorrência de porosidade na raiz do cordão (interface pt /bt ).

Fem Fem

Fpa

FgotaFγFγ

Fpa

Fb

Metal de basePoça

Gota

Tocha

Regiãodo Arco

Região deimpacto das gotas

Figura 5.74 – Forças atuantes na agitação da poça de fusão.

Como apresentado na figura 5.74 é esperado que o grau de agitação da

poça seja maior na fase de pulso térmico.

Na figura 5.75 são esquematizadas a ocorrência de bandas com diferença

no espaçamento dendrítico, a inércia na fronteira inferior da ZTA (Isoterma Ac 1) e

a variação no grau de diluição. Em adição, a figura 5.76 apresenta a imagem da

região de interface entre pulsos sucessivos (interface térmica) e a possibilidade de

ocorrência de falta de fusão entre a ZF e o metal de base.

Escamas

Recuo dalinha de fusão

(aumento da largura da ZTA)

Dpt

Detalhe A

Detalhe A Banda com espaçamentodendrítico grosseiro(interface térmica)

Seçãolongitudinal

Pulso anterior

Diferença nograu de diluição

Pulso posterior

ZF

ZTA Metalde base

Figura 5.75 – Representação esquemática das características produzidas no

cordão em decorrência da pulsação térmica.

195

(a)

(b)

Figura 5.76 – Microscopia eletrônica mostrando o efeito da pulsação térmica sobre a diferença na subestrutura e a região de ligação do metal de solda com o metal de

base (seção transversal; liga AlMg). Onde: (a) corpo-de-prova A14, soldado com pulsação térmica e (b) corpo-de-prova PN6, soldado com pulso convencional.

A figura 5.77, por sua vez, resume a complexidade envolvida na estrutura de

solidificação durante a soldagem com a variante MIG/MAG Térmico. Observa-se

que a estrutural final do metal depositado poderá apresentar concomitantemente

grãos equiaxiais (grosseiros e/ou refinados), grãos colunares (longos e/ou curtos,

dependendo da variação na direção de crescimento) e/ou a formação de

porosidade em diferentes regiões.

Figura 5.77 – Representação da complexidade apresentada na estrutura de

solidificação da zona fundida pelo uso da pulsação térmica (seção longitudinal; AlMg). Corpo-de-prova AY7, soldado com a forma de onda II .

196

Do exposto durante o trabalho, pode-se pressupor que a inserção da

variante MIG/MAG Térmico parece atraente (vantajosa) quando o foco de sua

aplicação levar em questão as seguintes peculiaridades:

A possibilidade da manipulação dos níveis de penetração entre as

fases de pulso e base térmica (facilidade na soldagem de chapas finas);

O controle no aspecto superficial apresentado pelo reforço (estética

provocada pela escamação);

O aumento na região regenerada na soldagem multipasse (anomalia

produzindo um aumento na largura média da ZTA);

O controle da ocorrência de trinca de solidificação (mudança na

direção de crescimento dos grãos servindo de barreira à propagação de

trinca).

Em contra partida, o uso da variante deverá passar por uma avaliação

criteriosa quando as condições envolvendo a homogeneidade química e estrutural

do cordão forem requisitos essenciais.

197

CAPÍTULO VI

CONCLUSÕES E RECOMENDAÇÕES PARA

TRABALHOS FUTUROS

6.1 Conclusões

Dentro das condições experimentais adotados, os dados levantados sobre

os possíveis efeitos da variante MIG/MAG Térmico permitem inferir, alicerçados na

literatura técnica consultada, as seguintes conclusões:

a) De maneira geral, foi observado que, dependendo da forma de onda

implementada, a utilização da pulsação térmica no processo MIG/MAG

apresenta-se como mais uma opção (ferramenta) na melhoria da qualidade

final do metal aportado. Esta variante, por apresentar diferentes

comportamentos do arco entre as fases de pulso e base térmica, afeta a

dinâmica na região do arco (variação na freqüência de destacamento e

possíveis perdas em UGPP e na manutenção de llll0) e, conseqüentemente,

altera ciclicamente a taxa de deposição, a geometria do cordão (reforço,

largura e penetração), o grau de diluição e a microestrutura na zona fundida

e a largura da ZTA.

b) Proposição de parâmetros que caracterizem a pulsação térmica

A adoção dos parâmetros distância entre pulsos (Dpt ), desnível

térmico (Dt), ciclo ativo térmico (Ct), aliados aos parâmetros já existentes

como a freqüência térmica (Ft) e a corrente média total (Imt), auxiliam na

caracterização da variante e na otimização das características desejadas

para o depósito.

c) Forma de onda e relação entre as dinâmicas do sistema de alimentação do

arame

A forma de onda I , em função da modulação conjunta nos valores de

Im e va (igualdade entre Txf = Txa), permite uma ampla faixa na seleção do

198

pacote operacional, garante a condição UGPP, no intervalo de Tt, e a

manutenção nos valores de llll0 e llll;

Para a forma de onda II , em função da modulação apenas no valor

de Im (perda na igualdade Txf = Txa), poderá ocorrer a perda da condição

UGPP (para materiais mais resistivos), em decorrência da mudança cíclica

nos valores de llll0 e llll. Além disso, a instabilidade na região do arco é

incrementada pela constante variação na distância de projeção da gota

metálica e na largura da coluna do arco e pela possibilidade da ocorrência

de curto-circuito ou queima do bico de contato (a amplitude da oscilação em

llll dependerá da relação ptpt

btbt

txImtxIm

).

A dinâmica (sinal) do sistema de alimentação do arame, na passagem

de pt /bt e bt /pt , é influenciada pela freqüência térmica (Ft). Para um

aumento contínuo em Ft é necessária uma resposta mais rápida do sistema

para evitar que a forma de onda passe de retangular (em valores baixos de

Ft) para trapezoidal (em valores médios de Ft) ou triangular (para valores

altos de Ft).

d) Agitação da poça de fusão

A pulsação térmica provoca uma diferença no grau de agitação da

poça entre as fases de pulso e base térmica. Na fase de pulso térmico o

metal líquido apresenta-se mais agitado, em decorrência do maior valor de

Im e da freqüência de destacamento das gotas metálicas;

Para a forma de onda II o mecanismo de agitação é mais complexo,

em face do efeito adicional da variação cíclica de llll0 e da distância de

projeção da gota.

e) Avaliação estatística do relacionamento entre as características do depósito

e os parâmetros que caracterizam a pulsação térmica

Através do projeto fatorial, foi possível avaliar que a manipulação

sistemática, individual ou em conjunto, dos parâmetros envolvidos na

pulsação térmica permite variar as características apresentadas pelo

depósito, numa faixa compreendendo valores impraticáveis até condições

otimizadas da microestrutura e da geometria da zona fundida. Além disso, é

199

importante ressaltar que o estudo da exata correlação entre o pacote de

pulsação térmica e a sua resposta sobre as características finais do cordão

precisa ser aprofundado.

6.2 Recomendações para trabalhos futuros

a) Fazer um estudo a respeito da relação entre os parâmetros de

pulsação térmica e a formação da banda de subestrutura grosseira na interface

térmica;

b) Avaliar o efeito do aumento da largura média da ZTA sobre um possível

aumento na região regenerada durante a soldagem multipasse;

c) Relacionar os parâmetros de pulsação térmica com as propriedades (resposta) mecânicas do depósito;

d) Avaliar a diferença no grau de diluição, entre as fases de pt e bt , sobre o

mecanismo de resistência à cavitação (evolução das frações volumétricas de martensitas αααα` e ββββ) em revestimento aplicado na recuperação de turbinas hidráulicas;

e) Avaliar o efeito metalúrgico de diferentes misturas gasosas durante a

soldagem com pulsação térmica; f) Fazer um estudo sobre o verdadeiro mecanismo envolvido na anomalia da

ZTA (inércia na fronteira inferior, isoterma em Ac1), durante a soldagem com pulsação térmica;

g) Relacionar estatisticamente os parâmetros de pulsação térmica com o

aspecto e o tamanho apresentado por FA.

200

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211

ANEXO

212

Projeto fatorial do Aço carbono – Zona fundida (seç ão longitudinal) Volume de Microconstituinte e Largura média do grão austenítico

Pulso térmico Base térmica FA FP(G) FS(A) FS(SP) FA FP(G) FS(A) FS(SP)

Corpo-de-prova

% LG (µµµµm) %

LG (µµµµm)

X1 32 34 18 16 129 33 30 23 14 161

X2 29 39 21 11 150 37 30 25 8 157

X3 39 36 16 9 130 41 25 21 13 150

X4 32 38 14 16 150 34 41 18 7 136

X5 28 46 19 7 120 36 43 9 12 136

X6 44 34 16 6 161 25 43 27 5 182

X7 26 46 21 7 115 20 53 20 7 150

X8 28 36 18 18 150 30 36 23 11 200

X9 39 37 18 6 92 43 34 18 5 125

X10 32 43 23 2 150 41 34 18 7 166

X11 36 34 21 9 125 36 36 23 5 115

X12 29 43 14 14 150 20 51 20 9 153

X13 48 25 20 7 115 41 41 16 2 147

X14 32 38 21 9 178 29 46 20 5 192

X15 32 36 18 14 136 32 41 14 13 132

X16 32 45 18 5 166 35 45 11 9 174

X17 41 36 14 9 166 45 37 11 7 180

X18 34 41 23 2 223 28 40 18 14 176

X19 38 43 12 7 166 20 50 23 7 176

X20 25 48 22 5 182 25 43 20 12 205

X21 22 64 9 5 163 32 47 14 7 200

X22 20 32 28 20 180 18 59 18 5 200

X23 21 50 21 8 166 30 43 16 11 180

X24 14 61 14 11 214 18 64 9 9 241

X25 41 46 9 4 142 41 43 7 9 136

X26 32 43 20 5 147 32 47 14 7 150

X27 43 40 7 10 170 36 38 12 14 185

X28 31 50 14 5 200 16 56 21 7 238

X29 29 57 7 7 190 38 48 9 5 192

X30 14 54 20 12 194 20 57 16 7 220

X31 21 59 9 11 238 18 57 18 7 202

X32 22 60 10 8 250 20 55 21 4 241

Onde: X – onda I; FA – ferrita acicular; FP(G) – ferrita de contorno de grão; FS(A) – ferrita de segunda fase alinhada; FS(SP) – ferrita de segunda fase com placa lateral e LA – largura grão austenítico.

213

Efeito isolado dos parâmetros (Dpt, C t, Ft, Im t e Dt) – aço carbono Volume de Microconstituinte e Largura média do grão

austenítico Pulso térmico Base térmica

FA FP(G) FS(A) FS(SP) FA FP(G) FS(A) FS(SP)

Condição

% LG

(µµµµm) % LG

(µµµµm)

Distância entre pulso – Dpt 1,5 mm 21 40 25 14 166 31 45 11 13 214

3 mm 38 43 5 14 150 41 32 9 18 214

5 mm 48 43 5 4 147 45 37 11 7 136

7 mm 40 35 9 16 150 38 30 18 14 136

10 mm 50 34 3 13 136 46 40 7 7 125

Ciclo ativo térmico – C t 10% 59 27 7 7 166 40 46 11 3 159

30% 47 41 9 3 150 41 50 5 4 136

50% 40 41 12 7 147 30 47 16 7 132

70% 40 53 5 2 187 37 42 14 7 172

90% 27 52 12 9 168 27 52 12 9 166

Freqüência térmica – F t 0,5 Hz 32 50 9 9 166 34 36 18 12 176

1,0 Hz 40 41 12 7 147 30 47 16 7 132

1,6 Hz 25 45 12 18 230 47 36 5 12 241

2,5 Hz 43 32 14 11 214 52 32 7 9 214

5,0 Hz 54 36 7 3 220 46 36 7 11 220

7,0 Hz 52 34 5 9 272 52 34 5 9 272

10,0 Hz 57 32 7 4 250 57 32 7 4 250

Desnível térmico – I m-bt /Im-pt

0,4 43 36 9 12 117 39 41 9 11 150

0,5 43 34 7 16 125 41 39 11 9 159

0,6 32 56 5 7 118 34 56 5 5 130

0,7 34 46 9 11 120 38 48 7 7 136

Corrente média total – Im t 165,5 A 43 34 7 16 125 41 39 11 9 159

186,5 A 43 36 9 12 117 39 41 9 11 150

196 A 34 46 9 11 120 38 48 7 7 136

217 A 32 56 5 7 118 34 56 5 5 130

Onde: FA – ferrita acicular; FP(G) – ferrita de contorno de grão; FS(A) – ferrita de segunda fase alinhada; FS(SP) – ferrita de segunda fase com placa lateral e LG – largura grão austenítico primário.

214

Projeto fatorial – Determinação da forma e do diâme tro médio dos grãos (AlMg)

Forma do grão (PMC) e Diâmetro médio ( µµµµm) Pulso térmico Base térmica

Corpo-de-

prova PMC Diâmetro médio grão PMC Diâmetro médio grão

A1 1,8 83 1,7 85

A2 1,8 74 1,0 76

A3 2,9 85 2,3 90

A4 1,1 70 1,0 83

A5 1,0 75 1,3 86

A6 1,0 95 1,0 100

A7 1,2 93 1,6 83

A8 1,1 72 1,2 67

A9 4,8 97 2,3 90

A10 1,6 83 1,8 93

A11 3,5 97 3,2 85

A12 1,7 81 1,6 78

A13 2,2 62 1,4 65

A14 1,3 85 1,4 90

A15 1,2 88 1,9 85

A16 1,0 85 1,1 83

A17 3,4 75 2,5 81

A18 1,3 81 1,3 60

A19 2,3 108 1,9 85

A20 1,0 78 1,0 76

A21 1,6 85 1,5 90

A22 1,1 65 1,0 60

A23 1,4 95 1,3 95

A24 1,0 74 1,0 74

A25 4,5 121 3,0 111

A26 1,6 102 1,8 108

A27 2,5 95 2,5 114

A28 2,2 83 1,6 78

A29 1,7 75 3,6 88

A30 1,1 86 1,1 97

A31 2,3 108 1,7 105

A32

1,0 117

1,0 129

Onde: PMC – parâmetro do modo de crescimento

215

Determinação do volume de vazios na zona fundida (A lMg) – Gravimetria

Metal de base AA 5052-H34 (ρMB = 2,686 g/cm3)* e arame AWS ER5356 (ρa = 2,651 g/cm3)*

Diluição na ZF (%) Densidade (g/cm 3)

CP Base térmica

Pulso térmico

Média Relativa (valor

esperado) Observada

Volume de vazios (%)

A1 15,6 16,4 16,0 2,656 2,641 0,56

A2 11,1 13,7 12,4 2,655 2,637 0,67

A3 18,0 22,3 20,1 2,658 2,647 0,41

A4 18,8 19,8 19,3 2,657 2,651 0,22

A5 24,5 31,3 27,9 2,660 2,656 0,15

A6 60,2 62,7 61,4 2,672 2,642 1,12

A7 17,5 20,9 19,2 2,657 2,650 0,26

A8 35,4 36,9 36,1 2,663 2,643 0,75

A9 2,9 3,1 3,0 2,652 2,647 0,28

A10 21,6 25,7 23,6 2,659 2,653 0,22

A11 21,3 22,6 21,9 2,658 2,650 0,30

A12 20,0 21,0 20,5 2,658 2,652 0,22

A13 9,2 12,3 10,7 2,654 2,646 0,30

A14 29,8 35,8 32,8 2,662 2,660 0,07

A15 26,7 31,8 29,2 2,661 2,660 0,03

A16 32,6 34,5 35,5 2,662 2,649 0,48

A17 3,8 6,6 5,2 2,652 2,633 0,71

A18 10,8 16,0 13,4 2,655 2,634 0,79

A19 12,7 14,0 13,3 2,655 2,647 0,30

A20 29,9 30,6 30,2 2,661 2,656 0,18

A21 20,4 23,2 21,8 2,658 2,647 0,41

A22 25,6 29,3 27,4 2,660 2,634 0,97

A23 22,7 24,1 23,4 2,659 2,653 0,22

A24 37,3 39,5 38,4 2,664 2,663 0,03

A25 7,5 12,6 10,0 2,654 2,654 0,0

A26 21,3 22,6 21,9 2,658 2,651 0,26

A27 16,1 19,3 17,7 2,657 2,657 0,0

A28 13,0 17,0 20,0 2,658 2,658 0,0

A29 19,3 20,0 19,6 2,657 2,657 0,03

A30 18,7 28,6 23,6 2,659 2,657 0,07

A31 19,8 24,8 22,3 2,658 2,655 0,11

A32 27,9 30,0 28,9 2,661 2,657 0,15

PN6,5 17,6 5,657 2,629 1,05 Observação: * valor obtido experimentalmente a partir de amostras da chapa e do arame.

216

Projeto fatorial (aço e AlMg) – Aspecto Superficial do Cordão (reforço, mordedura e escamas)

Nome: Nome: Nome:

Cordão Nota

(1 a 10) Cordão Nota

(1 a 10) Cordão Nota

(1 a 10) A1 A1 A1

A2 A2 A2

A3 A3 A3

A4 A4 A4

A5 A5 A5

A6 A6 A6

A7 A7 A7

A8 A8 A8

A9 A9 A9

A10 A10 A10

A11 A11 A11

A12 A12 A12

A13 A13 A13

A14 A14 A14

A15 A15 A15

A16 A16 A16

A17 A17 A17

A18 A18 A18

A19 A19 A19

A20 A20 A20

A21 A21 A21

A22 A22 A22

A23 A23 A23

A24 A24 A24

A25 A25 A25

A26 A26 A26

A27 A27 A27

A28 A28 A28

A29 A29 A29

A30 A30 A30

A31 A31 A31

A32

A32

A32

217

Projeto Fatorial para a análise do aço carbono – Pa rte I C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C8 C9

Ordem Execução do

experimento

Ponto central

Blocos

Dpt

Impt

Imbt

tpt

tbt

CP

1 1 1 1 3 212 119 0,3 0,3 X1

2 2 1 1 5 212 119 0,3 0,3 X9

3 3 1 1 3 273 119 0,3 0,3 X5

4 4 1 1 5 273 119 0,3 0,3 X13

5 5 1 1 3 212 161 0,3 0,3 X3

6 6 1 1 5 212 161 0,3 0,3 X11

7 7 1 1 3 273 161 0,3 0,3 X7

8 8 1 1 5 273 161 0,3 0,3 X15

9 9 1 1 3 212 119 0,7 0,3 X2

10 10 1 1 5 212 119 0,7 0,3 X10

11 11 1 1 3 273 119 0,7 0,3 X6

12 12 1 1 5 273 119 0,7 0,3 X14

13 13 1 1 3 212 161 0,7 0,3 X4

14 14 1 1 5 212 161 0,7 0,3 X12

15 15 1 1 3 273 161 0,7 0,3 X8

16 16 1 1 5 273 161 0,7 0,3 X16

17 17 1 1 3 212 119 0,3 0,7 X17

18 18 1 1 5 212 119 0,3 0,7 X25

19 19 1 1 3 273 119 0,3 0,7 X21

20 20 1 1 5 273 119 0,3 0,7 X29

21 21 1 1 3 212 161 0,3 0,7 X19

22 22 1 1 5 212 161 0,3 0,7 X27

23 23 1 1 3 273 161 0,3 0,7 X23

24 24 1 1 5 273 161 0,3 0,7 X31

25 25 1 1 3 212 119 0,7 0,7 X18

26 26 1 1 5 212 119 0,7 0,7 X26

27 27 1 1 3 273 119 0,7 0,7 X22

28 28 1 1 5 273 119 0,7 0,7 X30

29 29 1 1 3 212 161 0,7 0,7 X20

30 30 1 1 5 212 161 0,7 0,7 X28

31 31 1 1 3 273 161 0,7 0,7 X24

32 32 1 1 5 273 161 0,7 0,7 X32

218

Projeto Fatorial para a análise do aço carbono – Pa rte II C10 C11 C12 C13 C14 C15 C16 C17 C18

Ordem Largura do grão

(µµµµm)

FA (%)

FP (%)

FS(A) (%)

FS(SP)

(%)

Reforço

(mm)

Largura

(mm)

Diferença largura

ZTA (mm)

Aspecto superficial

1 159 32,5 32,0 20,5 15,0 2,69 10,70 0,35 5,94

2 97 41,0 35,5 18,0 5,5 2,25 8,54 0,84 4,16

3 133 32,0 44,5 14,0 9,5 2,98 11,79 0,49 5,22

4 145 44,5 33,0 18,0 4,5 2,62 8,60 1,07 4,27

5 134 40,0 30,5 18,5 11,0 2,60 11,55 0,40 6,05

6 132 36,0 35,0 22,0 7,0 2,52 8,52 0,78 4,11

7 123 23,0 49,5 20,5 7,0 3,38 12,65 0,56 5,16

8 120 32,0 38,5 16,0 13,5 2,77 9,90 1,24 3,94

9 155 33,0 34,5 23,0 9,5 3,67 16,08 0,50 6,16

10 150 36,5 38,5 20,5 4,5 2,51 11,78 0,58 5,44

11 195 34,5 38,5 21,5 5,5 3,63 18,26 0,78 4,94

12 163 30,5 42,0 20,5 7,0 3,46 13,50 0,26 4,50

13 131 33,0 39,5 16,0 11,5 3,12 18,18 0,28 6,00

14 139 24,5 47,0 17,0 11,5 2,49 13,01 0,21 5,55

15 151 29,0 36,0 20,5 14,5 3,76 20,03 1,12 4,22

16 144 33,5 45,0 14,5 7,0 3,30 13,95 0,56 4,66

17 172 43,0 36,5 12,5 8,0 2,81 13,40 1,25 8,33

18 153 41,0 44,5 8,0 6,5 2,28 9,93 1,45 5,00

19 211 27,0 55,5 11,5 6,0 3,27 13,54 0,49 5,50

20 176 33,5 52,5 8,0 6,0 2,71 10,79 1,52 5,11

21 166 29,0 46,5 17,5 7,0 3,21 15,51 1,18 7,05

22 165 39,5 39,0 9,5 12,0 2,72 11,21 0,58 5,38

23 175 25,5 46,5 18,5 9,5 3,75 16,41 1,25 4,55

24 184 19,5 58,0 13,5 9,0 3,16 11,91 1,71 5,33

25 225 31,0 40,5 20,5 8,0 3,63 17,25 0,70 6,94

26 149 32,0 45,0 17,0 6,0 3,06 13,01 1,39 5,72

27 196 19,0 45,5 23,0 12,5 3,83 19,99 1,04 4,55

28 217 17,0 55,5 18,0 9,5 3,40 13,82 1,40 5,88

29 200 25,0 45,5 21,0 8,5 3,59 20,78 0,50 6,00

30 195 23,5 53,0 17,5 6,0 2,89 15,02 0,53 6,05

31 227 16,0 62,5 11,5 10,0 3,57 23,06 0,86 3,83

32 205 21,0 57,5 15,5 6,0 3,49 16,04 1,55 4,77

219

Projeto Fatorial para a análise da liga AlMg – Part e I C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C8 C9

Ordem Execução do

experimento

Ponto central

Blocos

Dpt

Impt

Imbt

tpt

tbt

CP

1 1 1 1 3 117 67 0,3 0,3 A1

2 2 1 1 5 117 67 0,3 0,3 A9

3 3 1 1 3 156 67 0,3 0,3 A5

4 4 1 1 5 156 67 0,3 0,3 A13

5 5 1 1 3 117 92 0,3 0,3 A3

6 6 1 1 5 117 92 0,3 0,3 A11

7 7 1 1 3 156 92 0,3 0,3 A7

8 8 1 1 5 156 92 0,3 0,3 A15

9 9 1 1 3 117 67 0,7 0,3 A2

10 10 1 1 5 117 67 0,7 0,3 A10

11 11 1 1 3 156 67 0,7 0,3 A6

12 12 1 1 5 156 67 0,7 0,3 A14

13 13 1 1 3 117 92 0,7 0,3 A4

14 14 1 1 5 117 92 0,7 0,3 A12

15 15 1 1 3 156 92 0,7 0,3 A8

16 16 1 1 5 156 92 0,7 0,3 A16

17 17 1 1 3 117 67 0,3 0,7 A17

18 18 1 1 5 117 67 0,3 0,7 A25

19 19 1 1 3 156 67 0,3 0,7 A21

20 20 1 1 5 156 67 0,3 0,7 A29

21 21 1 1 3 117 92 0,3 0,7 A19

22 22 1 1 5 117 92 0,3 0,7 A27

23 23 1 1 3 156 92 0,3 0,7 A23

24 24 1 1 5 156 92 0,3 0,7 A31

25 25 1 1 3 117 67 0,7 0,7 A18

26 26 1 1 5 117 67 0,7 0,7 A26

27 27 1 1 3 156 67 0,7 0,7 A22

28 28 1 1 5 156 67 0,7 0,7 A30

29 29 1 1 3 117 92 0,7 0,7 A20

30 30 1 1 5 117 92 0,7 0,7 A28

31 31 1 1 3 156 92 0,7 0,7 A24

32 32 1 1 5 156 92 0,7 0,7 A32

220

Projeto Fatorial para a análise da liga AlMg – Part e II C10 C11 C12 C13 C14 C15 C16

Ordem Aspecto superficial

Largura (mm)

Reforço (mm)

Área da poça (cm 2)

Diâmetro do grão

(µµµµm)

PMC

Volume de vazios (%)

1 4,0 8,44 3,55 0,70 84,0 1,75 0,56

2 1,7 6,16 2,84 0,55 93,5 3,55 0,18

3 6,2 12,27 3,05 1,41 80,5 1,15 0,15

4 3,2 8,76 2,65 0,98 63,5 1,80 0,30

5 3,7 8,48 3,86 1,33 87,5 2,50 0,41

6 2,5 6,62 3,03 0,74 91,0 3,35 0,30

7 7,5 11,72 3,56 1,57 88,0 1,40 0,26

8 4,2 9,67 2,67 1,03 86,5 1,55 0,03

9 6,0 11,91 4,40 1,88 75,0 1,40 0,67

10 3,2 9,78 3,28 0,98 88,0 1,70 0,22

11 3,2 21,55 3,39 4,77 97,5 1,00 1,12

12 6,0 13,61 3,31 1,50 87,5 1,35 0,07

13 6,0 12,73 4,41 2,06 76,5 1,05 0,22

14 4,0 9,60 3,58 1,32 79,5 1,65 0,22

15 5,5 19,21 4,04 3,98 69,5 1,15 0,75

16 6,5 14,30 3,22 2,03 84,0 1,05 0,48

17 4,2 9,39 4,91 0,87 78,0 2,95 0,71

18 2,7 6,93 3,80 0,47 116,0 3,75 0,00

19 6,2 13,64 3,66 1,72 87,5 1,55 0,41

20 4,0 9,14 3,41 1,01 81,5 2,65 0,03

21 4,7 11,00 4,63 1,56 96,5 2,10 0,30

22 3,2 7,94 3,93 0,76 104,5 2,50 0,00

23 7,0 14,06 4,21 1,69 95,0 1,35 0,22

24 4,2 12,43 3,11 1,40 106,5 2,00 0,11

25 6,0 11,86 5,26 1,49 70,5 1,30 0,79

26 4,0 10,89 3,92 1,29 105,0 1,70 0,26

27 6,0 18,24 4,53 3,07 62,5 1,05 0,97

28 5,0 16,10 3,22 2,57 91,5 1,10 0,07

29 3,6 19,40 4,10 2,95 77,0 1,00 0,18

30 3,5 10,67 4,43 1,81 80,5 1,90 0,00

31 3,5 21,95 4,43 4,19 74,0 1,00 0,03

32 6,2 15,14 3,74 2,35 123,0 1,00 0,15

Influência do Processo MIG/MAG Térmico sobre a Microestrutura e a Geometria da Zona Fundida

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