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UNIVERSIDADE FEDERAL DO PARÁ CENTRO TECNOLÓGICO
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
ASPECTOS OPERACIONAIS E METALÚRGICOS DA SOLDAGEM COM ARAME METAL CORED.
AUTOR: ALEXANDRE SALDANHA DO NASCIMENTO
UFPA/CT/CMEM CAMPUS UNIVERSITÁRIO DO GUAMÁ
BELÉM-PARÁ-BRASIL
ii
UNIVERSIDADE FEDERAL DO PARÁ
CENTRO TECNOLÓGICO PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
ASPECTOS OPERACIONAIS E METALÚRGICOS DA SOLDAGEM COM ARAME METAL CORED.
AUTOR:
ALEXANDRE SALDANHA DO NASCIMENTO Dissertação submetida à banca examinadora aprovada pelo colegiado
do Curso de Mestrado em Engenharia Mecânica do Centro Tecnológico da Universidade Federal do Pará, como requisito para obtenção do grau de mestre em Engenharia Mecânica na área de Materiais e Processos de Fabricação.
APROVADA EM: 28 / 01 / 2005 BANCA EXAMINADORA:
________________________________________________ Prof. Dr. CALOS ALBERTO MENDES DA MOTA (UFPA)
Orientador
________________________________________________ Prof. Dr. EDUARDO DE MAGALHÃES BRAGA (UFPA)
Membro
________________________________________________ Prof. PhD. AMÉRICO SCOTTI (UFU)
Membro
_______________________________________________ Prof. Dra. CARMEM G. BARROSO TAVARES DIAS (UFPA)
Coordenadora do PPGEM/CT/UFPA
iii
DEDICATÓRIA
Aos meus pais, Francisco J. G. do Nascimento e Eunice S. do Nascimento.
Aos meus irmãos Adriana, Andréia e Cleiton.
A minha noiva Leda C. O. do Nascimento.
Aos meus sobrinhos.
iv
AGRADECIMENTOS
Primeiramente a Deus por conceder-me esta realização;
Ao Prof. Dr. Carlos Alberto Mendes da Mota pela orientação, atenção e
contribuição científica dedicada a este trabalho e pelo companheirismo e
amizade;
Ao Prof. Dr. Eduardo de Magalhães Braga, pela contribuição técnico-científica e
pela amizade;
Aos Professores do Departamento de Engenharia Mecânica da UFPA pelo apoio;
Ao meu companheiro de pesquisa e execução de ensaios, Prof. M.Sc. Antônio
Duarte Dias;
Aos Professores M.Sc. Carlos Benedito Abreu da Silva Filho e M.Sc. Hélio
Antônio Lameira de Almeida, pelos incentivos, ajuda, orientações e amizade;
Aos amigos e colegas mestrandos Amilton, Gilvandro, Leslie, Dineusa e
Arildomá, pelas contribuições e sugestões;
Aos bolsistas do GETSOLDA do curso de Engenharia Mecânica da UFPA, pela
ajuda e contribuição na execução dos experimentos;
Aos técnicos do Departamento de Engenharia Mecânica da UFPA, Jesus, Odilon,
Edmundo e outros não citados, pelo apoio e amizade;
E, finalmente, a todos aqueles que direta ou indiretamente contribuíram para a
realização deste trabalho.
v
SUMÁRIO
RESUMO...............................................................................................................................VII
ABSTRACT..........................................................................................................................VIII
ÍNDICE DE FIGURAS ........................................................................................................... 10
ÍNDICE DE TABELAS........................................................................................................... 12
OBJETIVOS E CONTRIBUIÇÕES........................................................................................ 13
1- INTRODUÇÃO .................................................................................................................. 14
2 - REVISÃO BIBLIOGRÁFICA............................................................................................ 16
2.1 - CONSIDERAÇÕES SOBRE O PROCESSO DE SOLDAGEM ARAME TUBULAR ............16
2.1.1 - Características Gerais .......................................................................................................16
2.1.2 - Metal de Adição .................................................................................................................18
2.1.3 - Classificação ......................................................................................................................19
2.1.4 - Características Operacionais e Econômicas .....................................................................23
2.2 - CONSIDERAÇÕES SOBRE O ARAME COMPOSTO ...........................................................25
2.2.1 - Vantagens dos Arames Compostos ....................................................................................27
2.2.2 - Desvantagens dos Arames Compostos ...............................................................................29
2.2.3 - Classificação dos Arames Compostos................................................................................30
2.3 - TRANSFERÊNCIA METÁLICA .............................................................................................35
2.3.1 – Forças Atuantes no Destacamento da Gota Metálica.......................................................38
2.4 - GÁS DE PROTEÇÃO ...............................................................................................................41
2.5 - CONSIDERAÇÕES SOBRE CORRENTE PULSADA............................................................43
2.6- MICROESTRUTURAS .............................................................................................................46
2.6.1 – Classificação das Fases nos Aços C-Mn. ..........................................................................48
2.6.2 - Microestrutura em Soldagem Múltiplos Passes.................................................................51
2.6.3 - Relação entre Tenacidade, Microestrutura e Elemento de Liga........................................53
3 - MATERIAIS E MÉTODOS ............................................................................................... 54
3.1 - MATERIAIS NECESSÁRIOS PARA A EXECUÇÃO DAS SOLDAGENS ...........................54
3.1.1 - Consumíveis .......................................................................................................................54
3.1.2 - Metal Base..........................................................................................................................56
3.2 – DESCRIÇÃO DOS EQUIPAMENTOS....................................................................................57
3.2.1 - Central de Soldagem Multiprocessos.................................................................................57
3.2.2- Acessórios ...........................................................................................................................58
3.2.3- Equipamentos para Ensaios Metalográficos ......................................................................60
vi
3.2.4- Programas Computacionais................................................................................................62
3.3 – PLANEJAMENTO EXPERIMENTAL....................................................................................62
3.3.1 - Metodologia Experimental.................................................................................................64
3.3.1.1 -Metodologia Experimental para Determinação de Parâmetros de Soldagem..............64
3.3.1.2 - Metodologia Experimental para Análise das Características Geométricas.................72
3.3.1.3 - Metodologia Experimental para Análise das Características Econômicas .................72
3.3.1.4 - Metodologia Experimental para Análise Metalográfica .............................................74
3.3.1.5 - Metodologia Experimental para Avaliação das Propriedades Mecânicas. .................75
4. RESULTADOS E DISCUSSÕES...................................................................................... 78
4.1 – RESULTADOS DA DETERMINAÇÃO DOS PARÂMETROS DE SOLDAGEM. ...............78
4.1.1 – Parâmetros de Soldagem para Corrente Pulsada.............................................................78
4.1.2 – Parâmetros de Soldagem para Corrente Convencional....................................................82
4.1.3 – Análise de Estabilidade de Arco........................................................................................82
4.2 - RESULTADOS CARACTERÍSTICAS GEOMÉTRICAS .......................................................91
4.3 – RESULTADOS CARACTERÍSTICAS ECONÔMICAS.........................................................96
4.4 – RESULTADOS DA ANÁLISE METALOGRÁFICA ...........................................................101
4.4.1 – Macrografia.....................................................................................................................101
4.4.2 - Micrografia ......................................................................................................................104
4.5 - RESULTADOS DO ENSAIO DE IMPACTO (CHARPY). ....................................................110
4.6 - RESULTADOS DO ENSAIO DE DUREZA ..........................................................................113
5. CONCLUSÕES ............................................................................................................... 116
SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ................................................................. 118
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ................................................................................... 119
vii
Nascimento, A. S. do, “Aspectos operacionais e metalúrgicos da soldagem com
arame metal cored”. Dissertação de Mestrado, Universidade Federal do Pará,
Belém, Pa.
RESUMO
Neste trabalho foi analisado o efeito da natureza da corrente de soldagem e
do tipo de gás de proteção sobre as características operacionais econômicas do
processo e sobre as características geométricas e metalúrgicas do metal depositado,
além do comportamento mecânico, através da avaliação das propriedades de
resistência da solda. Um arame com fluxo metálico da série AWS E80C-G foi
utilizado como metal de adição e, como metal de base, chapas de aço USI-SAC 350.
As soldagens, em corrente pulsada e convencional, foram automatizadas em
simples deposição e na condição de chanfro (V 45º), com múltiplos passes. Os
resultados indicaram um efeito significativo do tipo de gás sobre as características
econômicas e geométricas do metal de solda. A soldagem em corrente pulsada
propiciou soldas com uma estrutura mais refinada e dureza superior. As
microestruturas não apresentaram diferenças significativas de fases nas diversas
condições de soldagem, havendo a predominância de ferrita acicular e ferrita
primária. ___________________________________________________________________ Palavras chave: Arame Composto, Corrente Pulsada, Gás de Proteção,
Características Econômicas e Geométricas, Propriedades Mecânicas.
viii
ABSTRACT
In this work the effect of the nature of the welding current was analyzed and of
the type of protection gas on the operational characteristics of the process,
geometric, economical and metallurgical of the deposited metal, besides the
mechanical behavior through the evaluation of the resistance properties of the welds.
The wire with metallic flow of the series AWS E80C-G was used as filler metal and,
as base metal, steel plates USI-SAC 350. The weldings were automated in simple
deposition and in the condition of chamfer (V 45º) with multiples passes. The results
indicated a significant effect of the type of gas on the economical and geometric
characteristics of the metal of welds. The welding in pulsed current propitiated weld
with a more refined structure and superior hardness. The microstructure didn't
present significant differences of phases in the several welding conditions, having the
predominance of acicular ferrite and primary ferrite.
ix
“O povo julga bem as coisas, porque está na ignorância natural, que é o
verdadeiro lugar do homem. A ciência tem duas extremidades que se tocam. A
primeira é a pura ignorância natural, na qual se encontram todos os homens
ao nascer. A outra extremidade é aquela a que chegam as grandes almas que,
tendo percorrido tudo quanto os homens podem saber, acham que nada
sabem e voltam a encontrar-se nessa mesma ignorância da qual tinham
partido; mas é uma ignorância sábia que se conhece. Pois os do meio, que
saíram dessa ignorância natural e não puderam chegar à outra, têm umas
pinceladas dessa ciência suficiente, e armam-se em entendidos. Esses
perturbam o mundo e julgam mal de tudo. O povo e os verdadeiramente sábios
compõem a ordem do mundo; estes desprezam-na e são desprezados”.
Blaise Pascal, “A IGNORÂNCIA”, IN PENSAMENTOS.
"Tudo o que o homem ignora não existe para ele, por isso a criação se
reduz, para cada um, ao tamanho que abrange o seu saber".
(autor desconhecido)
10
ÍNDICE DE FIGURAS
Figura 1 - Esquema representativo da soldagem a arame tubular com proteção gasosa. ... 17
Figura 2 - Representação esquemática do equipamento para soldagem FCAW. ................ 18
Figura 3 - Geometria de seções transversais típicas de arames tubulares........................... 24
Figura 4 - Identificação e classificação de arames compostos para aço baixa liga. ............. 31
Figura 5 - Identificação e classificação de arames compostos para aço carbono. ............... 34
Figura 6 - Forças atuantes na transferência metálica ........................................................... 37
Figura 7 - Balanço de forças atuando sobre uma gota.......................................................... 39
Figura 8 - Taxa de Geração de Fumos.................................................................................. 42
Figura 9 - Soldagem por corrente pulsada ............................................................................ 44
Figura 10 - Representação esquemática de constituintes microestruturais. ......................... 50
Figura 11 - Microestrutura com indicação dos diferentes constituintes................................. 51
Figura 12 - Bancada de ensaios............................................................................................ 57
Figura 13 - Detalhes do sistema de posicionamento automático da tocha. .......................... 58
Figura 14 - Sistema de monitoração da produtividade em operações de soldagem............. 59
Figura 15 - Sistema de aquisição portátil (SAP).................................................................... 59
Figura 16 - Detalhe do sistema de aquisição óptico computadorizado ................................. 60
Figura 17 - Máquina automática de serrar............................................................................. 61
Figura 18 - Oscilograma típico de Tensão x Tempo no processo convencional. .................. 66
Figura 19 - Gráfico Corrente média (Im) x Velocidade de alimentação de arame (Va). ........ 67
Figura 20 - Histograma de tempo modal típico...................................................................... 68
Figura 21 - Gráfico Corrente média x Volume modal. ........................................................... 69
Figura 22 - Gráfico Volume modal x Tempo modal. .............................................................. 70
Figura 23 - Esquema do perfil geométrico do cordão de solda. ............................................ 72
Figura 24 - Lay-out amostras para a caracterização da junta soldada.................................. 74
Figura 25 - Tipo de chanfro e dimensões para soldagem multipasses. ................................ 75
Figura 26 - Região de retirada do CP e posicionamento do entalhe para ensaio charpy. .... 76
Figura 27 - Aspecto do CP de resistência ao impacto charpy-V. .......................................... 76
Figura 28 - Impressões de dureza nos corpos de prova ....................................................... 77
Figura 29 - Corrente média de transição versus velocidade de alimentação........................ 79
Figura 30 - Gráfico corrente média X volume modal. ............................................................ 80
Figura 31 - Gráfico volume modal X tempo modal. ............................................................... 80
Figura 32 - Oscilograma de tensão para Va=10m/min. Gás argônio e modo pulsado.......... 84
Figura 33 - Oscilograma de tensão para Va=8m/min. Gás argônio e modo pulsado............ 84
Figura 34 - Oscilograma de tensão para Va=6m/min. Gás argônio e modo pulsado............ 85
Figura 35 - Oscilograma de tensão para Va=6m/min. Gás C25 e modo pulsado. ................ 86
Figura 36 - Oscilograma de tensão para Va=8m/min. Gás C25 e modo pulsado. ................ 86
11
Figura 37 - Oscilograma de tensão para Va=10 m/min. Gás C25 e modo pulsado. ............. 87
Figura 38 - Oscilograma de tensão para Va=6m/min. Gás argônio e modo convencional. .. 88
Figura 39 - Oscilograma de tensão para Va=8m/min. Gás argônio e modo convencional. .. 89
Figura 40 - Oscilograma de tensão para Va=10m/min. Argônio e modo convencional......... 89
Figura 41 - Oscilograma de tensão para Va=6m/min. Gás C25 e modo convencional......... 90
Figura 42 - Oscilograma de tensão para Va= 8m/min. Gás C25 e modo convencional........ 90
Figura 43 - Oscilograma de tensão para Va= 10m/min. Gás C25 e modo convencional...... 91
Figura 44 - Influência da energia do arco (kJ/cm) sobre a largura ........................................ 94
Figura 45 - Influência da energia do arco (kJ/cm) sobre a penetração ................................. 95
Figura 46 - Influência da energia do arco (kJ/cm) sobre o reforço ........................................ 96
Figura 47 - Influência da energia do arco (kJ/cm) sobre a taxa de fusão.............................. 98
Figura 48 - Influência da energia do arco ( kJ/cm) sobre a taxa de deposição. .................... 99
Figura 49 - Influência da energia do arco (kJ/cm) sobre o rendimento. .............................. 101
Figura 50 - Macrografia da junta soldada com argônio e modo pulsado............................. 102
Figura 51 - Macrografia da junta soldada com C25 e modo pulsado. ................................. 103
Figura 52 - Macrografia da junta soldada com argônio e modo convencional. ................... 103
Figura 53 - Macrografia da junta soldada com C25 e modo convencional.......................... 104
Figura 54 - Micrografia região colunar do CP usando Argônio e modo pulsado ................. 105
Figura 55 - Micrografia região refinada do CP usandoArgônio e modo pulsado................. 105
Figura 56 - Micrografia região colunar do CP usando C25 e modo pulsado....................... 106
Figura 57 - Micrografia região refinada do CP usando C25 e modo pulsado...................... 106
Figura 58 - Micrografia região colunar do CP usando Argônio e modo convencional......... 107
Figura 59 - Micrografia região refinada do CP usando Argônio e modo convencional ....... 108
Figura 60 - Micrografia região colunar do CP usando C25 e modo convencional .............. 108
Figura 61 - Micrografia região refinada do CP usando C25 e modo convencional ............. 109
Figura 62 - Energia absorvida em função da temperatura .................................................. 113
Figura 63 - Resultado de dureza ......................................................................................... 115
Figura 64 - Posicionamento dos pontos de medição de dureza.......................................... 116
12
ÍNDICE DE TABELAS Tabela 1 - Significado do último dígito da classificação de arames tubulares para aço
carbono.......................................................................................................................... 20
Tabela 2 - Composição química exigida para metais de solda de eletrodo composto para aço
carbono.......................................................................................................................... 32
Tabela 3 - Composição química exigida para metais de solda de eletrodos compostos para
aço baixa liga................................................................................................................. 33
Tabela 4 - Designador suplementar opcional de hidrogênio difusível. .................................. 35
Tabela 5 – Composição química do metal depositado.......................................................... 55
Tabela 6 – Propriedades mecânicas do metal depositado.................................................... 55
Tabela 7 – Propriedades Mecânicas do aço USI – SAC 350. ............................................... 56
Tabela 8 – Composição química (% em massa ) USI – SAC 350......................................... 56
Tabela 9 – Fatores e níveis do planejamento fatorial............................................................ 63
Tabela 10 - Parâmetros de pulso para a mistura gasosa C25. ............................................. 81
Tabela 11 - Parâmetros de pulso para o gás Argônio puro................................................... 81
Tabela 12 – Parâmetros operacionais de soldagem para o modo convencional. ................. 82
Tabela 14 - Valores médios dos parâmetros geométricos .................................................... 93
Tabela 15 – Análise de Variância (ANOVA) para Características Geométricas. .................. 93
Tabela 16 - Valores médios dos Parâmetros Econômicos.................................................... 97
Tabela 17 – Análise de Variância (ANOVA) para Características Econômicas. ................... 97
Tabela 18 – Resultados médios do ensaio de impacto Charpy V ....................................... 112
Tabela 19 – Resultados de análise de variância para os ensaios de impacto. ................... 112
Tabela 20 – Resultados médios do ensaio de dureza (HRc) .............................................. 114
Tabela 21 – Resultados de análise de variância para os ensaios de dureza...................... 114
13
OBJETIVOS E CONTRIBUIÇÕES
Este trabalho tem como objetivo principal a análise dos efeitos da natureza da
corrente e do tipo de gás de proteção, na soldagem a arame tubular de fluxo
metálico, sobre:
A estabilidade de arco voltaico;
As características econômicas do processo: consumo, produção e
rendimento;
As características geométricas da solda: largura, penetração e reforço;
Os aspectos macrográficos e a microestrutura do metal de solda;
As propriedades de resistência mecânica do metal de solda: dureza e
resistência ao impacto (Charppy).
A principal contribuição científica a alcançar nesta dissertação está relacionada à
motivação para estudos avançados de investigação, com vistas ao desenvolvimento
de conhecimentos sobre a soldagem com arame tubular em fluxo metálico, cujas
aplicações são ainda muito reduzidas. A contribuição tecnológica esperada
relaciona-se à expectativa dos resultados obtidos na soldagem nos modos em
corrente pulsada e convencional, utilizando dois tipos de gás de proteção.
Uma outra contribuição tecnológica bastante significativa é o estabelecimento de
pacotes operacionais em corrente pulsada como função do tipo e do diâmetro do
arame, para a geração de um banco de dados auxiliar, capaz de reduzir as
limitações operacionais impostas a este processo de soldagem e torná-lo de domínio
popular.
14
1- INTRODUÇÃO
Atualmente a soldagem é um dos mais importantes processos de fabricação
em uso na indústria mecânica, atingindo a vários setores industriais. Pesquisas e
descobertas arqueológicas demonstram que as operações de fabricação utilizando a
soldagem são bastante antigas. Segundo Ramalho (1993), os pilares de ferro da
cidade de Delhi, estruturas sólidas com aproximadamente 400 milímetros de
diâmetro e 20 metros de comprimento, foram unidas por forjamento (soldagem por
pressão) há, aproximadamente, 2000 anos.
Desde os primeiros avanços tecnológicos em soldagem da era moderna,
quando em 1801 Sir Humprey criou um arco elétrico entre dois terminais de um
circuito, até os dias de hoje, a tecnologia de soldagem muito evoluiu. Neste sentido,
destacam-se o desenvolvimento de projetos das modernas fontes eletrônicas de
soldagem, que possibilitaram a melhoria do controle e facilitaram a realização de
soldagens totalmente automatizadas e o desenvolvimento de novos materiais, de
consumíveis alternativos para a soldagem e, com isso, a ampliação das aplicações
industriais dos processos de soldagem automáticos e semi-automáticos, como o
MIG, o MAG, o arco submerso e o arame tubular. Este último processo, segundo
Mota (1998), é um processo de relevante importância tecnológica, uma vez que
reúne vantagens do processo eletrodo revestido e do MIG/MAG.
O processo de soldagem por arame tubular se tornou um método viável a
partir de 1957, consolidando-se nos anos de 70 e 80 nos Estados Unidos, Japão e
Europa, como um importante processo de soldagem. No Brasil, apesar de tentativas
de implantá-lo nos anos 80, apenas na década de 90 o processo ganhou impulso
diante da necessidade dos fabricantes nacionais em aumentar sua produtividade e a
qualidade do seu produto, bem como reduzir custos (DOMINGUES e ROS, 1996).
A soldagem a arco com arame tubular (Flux-Cored Arc Welding - FCAW) é
caracterizada por um processo que produz a coalescência dos metais pelo seu
aquecimento por um arco elétrico, estabelecido entre um eletrodo metálico tubular,
contínuo, consumível e a peça de trabalho. A proteção do arco e do cordão de solda
é feita por um fluxo de soldagem contido no interior do arame eletrodo e que pode
ser suplementada por um fluxo de gás fornecido por uma fonte externa. Além da
proteção, os fluxos podem ter outras funções, semelhantes as dos revestimentos
15
dos eletrodos, como desoxidar e refinar o metal de solda, adicionar elementos de
liga à solda, fornecer elementos que estabilizam o arco, etc (WAINER, 1992).
Os benefícios da soldagem com arame tubular têm relação com a
produtividade dos arames contínuos, enquanto os benefícios metalúrgicos são
provenientes da decomposição do fluxo interno e da ação auxiliar da escória líquida
na forma, no aspecto, e na sustentação do cordão de solda.
Neste trabalho foi analisado o desempenho do arame tubular composto da
classe AWS E80C-G utilizando as correntes convencional e pulsada com dois
diferentes tipos de gás de proteção (Ar puro e Ar+25CO2), através das seguintes
variáveis de resposta: a estabilidade do arco; as características econômicas do
processo e geométricas das soldas depositadas; os aspectos metalúrgicos da solda
assim como algumas propriedades de resistência mecânica.
16
2 - REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 - CONSIDERAÇÕES SOBRE O PROCESSO DE SOLDAGEM ARAME
TUBULAR
A soldagem com Arame Tubular constitui num processo de soldagem com
arco voltaico estabelecido entre o metal base e um tubo metálico continuamente
alimentado. O arame é preenchido por um fluxo fusível. O processo pode ser
automático ou semi-automático e apresenta duas variações: uma com a proteção
adicional de um gás externo (Gás Shield Arc Welding / GSAW) e outra sem a
proteção externa de gás ou autoprotegido (Self-Shielded Arc Welding / SSAW ou
Self-Shielded Flux Cored Arc Welding / SS-FCAW).
O processo de soldagem a Arame Tubular foi explorado inicialmente por volta
de 1920, em varetas de pequenas extensões. Existiam grandes dificuldades para a
fabricação de arames em pequenos diâmetros, impossibilitando assim a sua
disposição em bobinas. Além desta limitação, havia a dificuldade de determinar uma
relação de densidade ótima entre a escória e o metal fundido que garantisse a
sobreposição total da escória, e assim, uma proteção adequada. Estas limitações
levaram à perda de interesse pelo processo.
Com o avanço da tecnologia do processo de soldagem MIG (Metal Inert Gás),
por volta de 1950, despertou-se novamente o interesse pelo processo de soldagem
arame tubular. Hoje, este processo detém uma relevante importância pelo fato de
aliar vantagens do processo de soldagem eletrodo revestido, como aquelas do
sistema de proteção e da disponibilidade comercial de uma considerável variedade
de consumíveis no mercado, com as vantagens do processo de soldagem
MIG/MAG, tais como a alta produtividade e facilidade de automação.
2.1.1 - Características Gerais
No processo de soldagem com Arame Tubular autoprotegido, somente a
escória, os elementos desoxidantes e desnitretantes e os gases produzidos pela
decomposição do seu recheio protegem o metal de solda da ação da atmosfera
(principalmente O2 e N2). Outro método utiliza, além do fluxo interno ao arame, um
17
gás de proteção adicional, geralmente o CO2 puro, ou misturas desse gás com
argônio. A Figura 1 representa esquematicamente a soldagem com arame tubular
com proteção gasosa.
Arco elétrico
Fluxo
Eletrodo Tubular
Metal Fundido
Escoria Líquida Metal Solidificado
Bocal
Bico de contato
Gás de Proteção
Escória
Figura 1. Esquema representativo da soldagem a arame tubular com proteção
gasosa (Braga, 1997).
O equipamento necessário para a soldagem com arame tubular autoprotegido
é mais simples, necessitando apenas de uma fonte de energia e de um adequado
sistema de alimentação de arame. Dispensa o armazenamento e a alimentação
externa de gás e os reguladores de pressão. Já na soldagem que utiliza proteção
auxiliar de gás, a tocha é mais robusta, necessitando de um bocal para o
direcionamento do gás, que reduz a visibilidade do soldador à poça de fusão. A
Figura 2 apresenta o equipamento de soldagem a arame tubular com proteção
gasosa.
18
A fonte de energia geralmente empregada tem característica de tensão
constante (plana), a qual permite a estabilização do comprimento do arco através de
um controle chamado auto-ajustagem.
Figura 2- Representação esquemática do equipamento para soldagem FCAW.
2.1.2 - Metal de Adição
Os arames tubulares apresentam em seu interior um fluxo fusível que pode
ser rutílico ou básico. Além destes, existe o arame tubular do tipo composto cujo
fluxo é constituído de componentes metálicos.
O fluxo do tipo rutílico é mais comumente utilizado no processo FCAW devido
à facilidade de formação da gota. Além disso, possibilita a soldagem fora de posição
devido à formação de escória com uma composição que inicia a solidificação em
temperaturas altas, permitindo um bom suporte para a sustentação da poça de fusão
(FRENCH e BOSWORTH, 1995).
Os arames com fluxo do tipo básico são usados quando elevadas
propriedades mecânicas do metal de solda e muito baixo nível de hidrogênio são
requeridos. Uma grande desvantagem destes arames é o seu baixo desempenho
operacional. Comparados com o arame de fluxo rutílico, eles têm um arco mais
instável, com altos níveis de salpicagem. Mesmo em pequenos diâmetros, os
arames de fluxo básico não são satisfatórios para a soldagem fora de posição,
porque em baixas correntes de soldagem, necessárias para a soldagem fora de
posição, a transferência metálica ocorre em grandes gotas, as quais dependem da
19
força da gravidade para uma satisfatória formação. Além disso, no estado líquido a
escória básica não garante um suporte adequado de sustentação para a poça de
fusão como o da escória líquida produzida pelo arame rutílico (FRENCH e
BOSWORTH, 1995).
Os arames com recheio metálico fornecem uma alta taxa de deposição e
baixíssima formação de escória. Eles normalmente operam usando proteção gasosa
rica em argônio e em densidades de corrente e de tensão que facilitem a
transferência metálica no tipo spray. Correntes de soldagem para estes arames, são
então, usualmente de altos valores. Em baixas correntes o metal é transferido em
grandes gotas e, como resultado, a capacidade de soldagem fora de posição fica
comprometida (FRENCH e BOSWORTH, 1995).
Esta descrição das características destes arames ilustra que, enquanto o
arame de fluxo rutílico oferece fácil operacionalidade para a soldagem em todas as
posições, os arames de fluxo básico e com recheio metálico oferecem vantagens
potenciais em termos de propriedade mecânica da solda, níveis de hidrogênio
difusível, taxa de deposição e eficiência. As principais desvantagens do arame com
fluxo básico e com recheio metálico são a restrita faixa de corrente na qual eles
operam satisfatoriamente e sua inadequação para o uso em soldagem fora de
posição (FRENCH e BOSWORTH, 1995).
2.1.3 - Classificação
A American Welding Society (AWS) classificação os arames tubulares para a
soldagem a arco voltaico, conforme o abaixo discriminado:
AWS EXYT-Z Onde:
E – Designa um eletrodo
X – Indica a resistência mínima à tração (em 10000 psi) do metal de solda
depositado.
Y – Posição de soldagem: 0 – Plana, Horizontal;
1 – Todas.
T – Indica um eletrodo tubular com alma de fluxo;
Z – Características de uso operacional.
20
Obs: Quando o arame possui alma metálica a letra “T” que significa tubular é
substituída pela letra “C” designando arame composto.
A Tabela 1 apresenta informações sobre o modo de proteção e a polaridade
de acordo com o último dígito (letra Z) da classificação dos arames tubulares para
aço-carbono.
Tabela 1 – Significado do último dígito da classificação de arames tubulares
para aço carbono (ASME, 1983).
Classificação AWSa Meio de proteção externa
Corrente e Polaridade
EXXT-1 (passes múltiplos) CO2 CC, eletrodo positivo
EXXT-2 (passe único) CO2 CC, eletrodo positivo
EXXT-3 (passe único) Nenhum CC, eletrodo positivo
EXXT-4 (passes múltiplos) Nenhum CC, eletrodo positivo
EXXT-5 (passes múltiplos) CO2 CC, eletrodo positivo
EXXT-6 (passes múltiplos) Nenhum CC, eletrodo positivo
EXXT-7 (passes múltiplos) Nenhum CC, eletrodo negativo
EXXT-8 (passes múltiplos) Nenhum CC, eletrodo negativo
EXXT-10 (passe único) Nenhum CC, eletrodo negativo
EXXT-11 (passes múltiplos) Nenhum CC, eletrodo negativo
EXXT-G (passes múltiplos) b b
EXXT-GS (passe único) b b a A designação EXXT-9 está intencionalmente omitida. b Conforme combinado entre o usuário e o fornecedor.
Esta especificação classifica doze tipos diferentes de eletrodos com alma de
fluxo. Cada sufixo (T-1, T-2, T-3, T-4, T-5, T-6, T-7, T-8, T-10, T-11, T-G e T-GS)
indica um grupo geral de eletrodos que contêm componentes similares de fluxo e
que apresentam características similares de usabilidade (ASME, 1993; AWS, 1996 e
AWS, 2001).
Classificação T-1: Os eletrodos do grupo T-1 são classificados nesta
especificação utilizando-se o CO2 como gás de proteção. Entretanto, também são
usadas misturas de argônio-CO2 para melhorar a usabilidade dos eletrodos,
21
especialmente para as aplicações que exigem soldagens fora de posição. A redução
do teor de CO2 provoca um aumento nos teores de manganês e de silício nos
depósitos, podendo melhorar as propriedades de impacto. Esses eletrodos são
projetados para soldagem em um único passe e também para soldagem em passes
múltiplos. As bitolas maiores, usualmente iguais ou superiores a 2,0 mm, são usadas
para as soldagens na posição plana e nas soldas em ângulo na posição horizontal.
Os diâmetros menores, iguais ou inferiores a 1,6 mm, são usados para as soldagens
em todas as posições. Os eletrodos T-1 são caracterizados pela transferência de
metal por gotículas, pequenas perdas devidas a salpicagem, cordão de solda com
configuração plana ou levemente convexa, e um volume moderado de escória
cobrindo completamente o cordão de solda. Os eletrodos desse grupo, em sua
maioria, apresentam uma escória de base rutílica.
Classificação T-2: Os eletrodos dessa classificação são essencialmente
eletrodos T-1, porém com teores mais elevados de manganês e de silício, ou de
ambos, e são projetados principalmente para as soldagens em um único passe, na
posição plana, e nas soldas em ângulo na posição horizontal. Os níveis mais
elevados de desoxidantes nestes eletrodos permitem as soldagens em um único
passe, mesmo em aços efervescentes ou oxidados.
Classificação T-3: Os eletrodos desta classificação são autoprotegidos,
usados com corrente contínua e polaridade positiva, apresentando uma
transferência de metal por gotículas. O sistema de escória é projetado para
proporcionar características especiais que tornam possível a obtenção de grandes
velocidades de soldagem.
Classificação T-4: Os eletrodos T-4 são autoprotegidos, operam com corrente
contínua e polaridade positiva e apresentam uma transferência de metal do tipo
globular. O sistema de escória é projetado para tornar possível taxas de deposição
muito elevadas e para dessulfurizar o metal de solda até níveis realmente muito
baixos, proporcionando depósitos de solda muito resistentes ao trincamento. Esses
eletrodos são projetados para uma pequena penetração além da raiz da solda, o que
os capacita para uso em juntas com má ajustagem, e para soldagens em um único
passe ou em passes múltiplos, nas posições plana e horizontal.
Classificação T-5: Os eletrodos do grupo T-5 são projetados para uso com
proteção de CO2 (podem ser usadas misturas argônio-CO2, similarmente às
utilizadas com os eletrodos T-1), nas soldagens em um único passe e em passes
22
múltiplos, na posição plana, e nas soldas em ângulo na posição horizontal. Esses
eletrodos são caracterizados por uma transferência do tipo globular, por cordões de
solda com um contorno ligeiramente convexo e por uma escória delgada, que pode
não cobrir totalmente o cordão de solda. Os eletrodos desse grupo apresentam
escória à base de fluoreto de cálcio. Os depósitos de solda produzidos por eletrodos
T-5 possuem propriedades de impacto e de resistência às trincas, superiores às dos
eletrodos de escória rutílica.
Classificação T-6: Os eletrodos desta classificação são autoprotegidos,
operam com corrente contínua e polaridade positiva e apresentam uma transferência
de metal por gotículas. O sistema de escória é projetado para proporcionar boas
propriedades de impacto em temperaturas baixas, grande penetração além da raiz
da solda e facilidade na remoção de escória em chanfros profundos. Esses eletrodos
são usados nas soldagens em um único passe ou em passes múltiplos nas posições
plana e horizontal.
Classificação T-7: Os eletrodos T-7 são autoprotegidos, operam com corrente
contínua e polaridade negativa. O sistema de escória é projetado para proporcionar
características especiais que permitem o uso de bitolas maiores desses eletrodos,
que possibilitam elevadas taxas de deposição e o emprego de bitolas menores nas
soldagens em todas as posições. O sistema de escória é também projetado para
dessulfurizar o metal de solda até níveis muito baixos, favorecendo a formação de
depósitos de solda resistente às trincas. Esses eletrodos são usados em soldagens
feitas em um único passe ou em passes múltiplos.
Classificação T-8: Os eletrodos dessa classificação são autoprotegidos,
operando com corrente contínua e polaridade negativa. O sistema de escória é
projetado para proporcionar determinadas características aos eletrodos, tornando-os
utilizáveis para as soldagens em todas as posições. O sistema de escória também é
projetado para produzir, no metal de solda, propriedades excelentes de impacto em
temperaturas baixas, e para dessulfurizar o metal de solda até níveis muito baixos,
favorecendo a resistência da solda ao trincamento. Esses eletrodos são usados em
soldagens efetuadas em um único passe ou em passes múltiplos.
Classificação T-10: Os eletrodos T-10 são autoprotegidos, operando com
corrente contínua e polaridade negativa. O sistema de escória é projetado para
desenvolver características que permitam a execução de soldas com grandes
velocidades de avanço. Esses eletrodos são usados para as soldagens em um único
23
passe, de materiais de várias espessuras, nas posições plana, horizontal, e vertical
descendente (em ângulos de até 20º).
Classificação T-11: Os eletrodos T-11 são autoprotegidos, operando com
corrente contínua e polaridade negativa e apresentam transferência do metal por
gotículas em arcos relativamente calmos. O sistema de escória é projetado com
determinadas características, permitindo que os eletrodos possam ser usados em
todas as posições de soldagem, com grandes velocidades de avanço. Esses
eletrodos são utilizados para aplicações gerais, nas soldagens em um único passe
ou em passes múltiplos e em todas as posições.
Classificação EXXT-G: A classificação EXXT-G refere-se a eletrodos
relativamente recentes próprios para soldagens em passes múltiplos e que ainda
não estão enquadrados em nenhuma das classificações atualmente definidas. As
propriedades de soldagem em passes múltiplos podem ser cobertas, de alguma
forma, por estas classificações. O sistema de escória, as características de arco, a
aparência da solda, e a polaridade, ainda não estão definidos.
Classificação EXXT-GS: A classificação T-GS refere-se a eletrodos
relativamente recentes próprios para soldagens em um único passe e que ainda não
estão enquadrados em nenhuma das classificações atualmente definidas. As
propriedades de soldagem em um único passe podem ser cobertas, de alguma
forma, por estas classificações. O sistema de escória, as características do arco, a
aparência da solda, e a polaridade, ainda não estão definidos.
2.1.4 - Características Operacionais e Econômicas
Machado (1996), Braga (1997) e Mota (1998) afirmam que, comparado com a
soldagem com Eletrodo Revestido e MIG, o processo de soldagem a arame tubular
apresenta uma maior taxa de deposição e a possibilidade de redução nos chanfros,
com a conseqüente vantagem econômica da redução no volume da massa de metal
de adição necessário para o preenchimento total do chanfro.
Na soldagem com arame tubular autoprotegido existe a flexibilidade para a
utilização de grandes comprimentos do arame eletrodo, o que facilita o aumento da
taxa de deposição, o acesso e a visibilidade ao fundo de chanfros estreitos em
juntas de grande espessura (OTEGUI e VEDIA, 1985).
24
É um processo de soldagem recomendado para a soldagem no campo, pois
promove adequada proteção ao metal de solda e ao arco voltaico se exposto a
velocidade de vento de até 5 m/seg. Além disso, está habilitado para soldar em
todas as posições (OTEGUI e VEDIA, 1985; WIDGERY, 1994 ).
A composição do fluxo neste processo de soldagem possibilita condições
para a transferência metálica no modo spray mesmo com o CO2 usado como gás de
proteção, o que não se observa no processo de soldagem MAG.
Uma desvantagem do processo de soldagem arame tubular é o elevado custo
relativo do metal de adição, que ocorre devido às dificuldades operacionais em seu
processo de fabricação e, também, devido à pequena demanda de mercado, para o
produto. A elevada geração de fumos durante a operação de soldagem somada a
necessidade de custos adicionais para a remoção de escória, são fatores que ainda
inibem o uso deste tipo de arame em relação aos arames maciços usados nos
processos de soldagem MIG, MAG e Arco Submerso (MACHADO, 1996; NORRISH,
1992).
Os consumíveis comumente utilizados neste processo de soldagem,
geralmente são fabricados em diâmetros que variam de 1,0 a 3,2 mm e a
configuração geométrica metal/fluxo, em sua seção transversal, pode apresentar-se
como tubular simples ou “multifoder”, conforme é ilustrado na Figura 3. Geralmente,
as formas simples, figura 3(e), são de mais fácil fabricação e mais baratas. Nas
seções mais complexas, figura 3(a, b, c, d), projetadas para arame de maior
diâmetro, as características operacionais (estabilidade) do arco são superiores e
propiciam melhor soldabilidade, no entanto, têm dificuldades para a soldagem fora
da posição plana (DIAS, 2004).
Figura 3 - Geometria de seções transversais típicas de arames tubulares
(DIAS, 2004).
25
Neste processo de soldagem, o fluxo dos arames tem funções similares
aquelas dos eletrodos revestidos, ou seja:
Desoxidar o metal de solda, devido a presença de elementos
desoxidantes como o Al, Mg, Si, K, Mn, Na e Ca;
Transferir elemento de liga ao metal de solda;
Aumentar a taxa de deposição, através do uso do pó de ferro;
Formar escória e gás de proteção;
Estabilizar o arco voltaico;
Produzir uma conveniente geometria para o cordão.
2.2 - CONSIDERAÇÕES SOBRE O ARAME COMPOSTO
O principal objetivo do usuário de um processo de soldagem na fabricação ou
na recuperação de peças, componentes e/ou estruturas, é reduzir os custos
enquanto mantém altos níveis de qualidade, produtividade e propriedades
mecânicas. Em operações onde o custo com a mão de obra representa uma parcela
significativa do valor total da obra, um processo de soldagem que apresente
características de maior eficiência operacional terá, certamente, preferência na
competição de mercado. Onde as despesas com a mão de obra são
significativamente altas os custos associados aos consumíveis usados na soldagem
podem, freqüentemente, se transformar no fator controlador e determinante do custo
total da obra. Neste caso, consumíveis com altas taxas de deposição e altos níveis
de eficiência podem ser efetivamente selecionados e usados para reduzir os custos
totais de fabricação (IRVING, 1994).
Neste contexto, os arames compostos foram reformulados para se
adequarem às mudanças impostas aos fabricantes a partir das necessidades dos
consumidores. Este novo produto pode apresentar uma taxa de deposição cerca de
10-30% maior do que os arames maciços ou os arames tubulares. Eles depositam
pouca ou nenhuma escória na superfície do cordão. Assim, soldas em múltiplos
passes são possíveis sem a necessidade de uma limpeza rigorosa entre passes. Os
arames compostos exibem uma eficiência de deposição de até 95%, haja vista que
eles geram pouca salpicagem e produzem baixos níveis de fumos quando usados
com a proteção de gás rico em argônio (LYTTLE, 1996).
26
Similares no projeto e na sua concepção aos convencionais arames
tubulares, os arames compostos consistem de uma fina capa metálica de aço
carbono preenchida com um recheio composto com pó de ferro, traços de
desoxidantes e estabilizadores de arco. Para produzir a nova geração de arames
tubulares, os fabricantes estão utilizando tecnologia própria para alterar a
composição da capa metálica e do recheio. Baixos teores de carbono e reduzida
quantidade de vapor em alta pressão e/ou constituintes facilmente dissociados
(como o, NaF e CaCO3). Estes elementos propiciam a chave para a baixa taxa de
geração de fumos e melhor performance do arco (LYTTLE, 1996).
Os arames compostos têm sido usados com vantagens na substituição de
arames tubulares tradicionais de grandes diâmetros (maior que 2,0 mm) protegidos
com 100% CO2 e operando na posição plana. Eles propiciam uma melhoria
significativa na estabilidade do arco, na produtividade, e na qualidade do depósito.
Quando da união de materiais espessos onde a soldagem em múltiplos passes é
requerida, os arames compostos podem melhorar substancialmente a produtividade
da operação de soldagem, porque a limpeza entre passes é minimizada ou até
eliminada completamente, especialmente pela ausência de escória. Além disso,
arames compostos protegidos por argônio geram pouca salpicagem comparados
com a grande quantidade e tamanho dos salpicos gerados por arame tubular
convencional protegido por CO2 (FRENCH; BOSWORTH, 1995).
Na América do Norte, Europa e partes da América do Sul e Ásia, a exposição
de trabalhadores aos efeitos da operação de soldagem e de outros processos
industriais é estritamente controlada. A exposição de soldadores a fumos e gases
gerados pelos processos de soldagem a arco voltaico tem sido preocupação das
indústrias de soldagem. A melhor solução para uma situação de exposição é
minimizar a quantidade de fumo de soldagem gerada na fonte - o arco voltaico. Visto
que as novas gerações de arames compostos produzem níveis de fumos entre 20-
50% mais baixos do que os arames tubulares convencionais, eles podem ser usados
em aplicações onde os fumos devem ser reduzidos (FERREE, 1995).
Na operação de soldagem com arames maciços, onde, por algumas razões
operacionais ou de natureza específica, haja limitações para a elevação dos níveis
superiores da corrente de soldagem, impondo desta maneira restrições às elevações
da taxa de deposição e da velocidade de soldagem, a solução pode ser a
27
substituição dos arames maciços pelos arames compostos, haja vista, que estes
podem aumentar a taxa de deposição em até 15% (FERREE, 1995).
2.2.1 - Vantagens dos Arames Compostos
Elevada taxa de deposição
Os arames tubulares são construídos por tiras de aço carbono enrolada na
forma de tubo preenchido com fluxo/componentes metálicos. Neste sentido, a
corrente de soldagem transferida do bico de contato para o eletrodo flui
predominantemente através da capa metálica. Este fato é responsável pela grande
densidade de corrente que caracteriza a operação de soldagem com os eletrodos
tubulares. Para um mesmo nível de corrente, isso explica as maiores taxas de fusão
e de deposição, deste tipo de arame em relação aos arames maciços. Quando
comparados com um arame maciço equivalente (tipo e diâmetro), os arames
compostos depositam cerca de 10 – 20% mais do metal de adição incorporado ao
metal de solda.
Grande rendimento
O rendimento de um processo de soldagem é definido como a relação entre a
taxa de deposição e a taxa de fusão do arame. Inerentemente, processos de
soldagem com arame maciço possuem geralmente valores maiores de rendimento.
Visto que eles geram pouca escória e fumos de soldagem, a perda de material
consiste sobretudo dos salpicos que não fazem parte do cordão de solda. Sendo a
formação de escória, geração de fumos de soldagem e salpicos uma função do gás
de proteção usado e do tipo de transferência metálica obtida, para arames maciços
uma faixa de eficiência de 90 – 98% é comumente alcançada. Já para arames
tubulares que produzem uma camada de escória no cordão de solda e geram altos
níveis de fumos de soldagem, e com alguns tipos de arame níveis significativos de
salpicos, as faixas de eficiência são de 80 – 87% para arames de 2,4 a 1,2 mm de
diâmetro. Arames compostos com seus níveis mínimos de escória, fumo e salpico
(quando usado com gás baseado em misturas de argônio), exibem eficiência de
deposição na faixa de 91 – 95% (1,2 mm) e 93 – 96% (1,6 mm) para uma variedade
de tipos de liga.
28
Mínima escória na superfície do cordão de solda
Os arames compostos são diferentes de outros arames tubulares pelo fato de
produzirem pouca escória no cordão de solda depositado. A quantidade de escória
produzida por um arame é afetada pela sua formulação específica, mas é função
também do gás de proteção utilizado. Gases com baixo potencial de oxidação, tais
como misturas de argônio com pequenas adições de oxigênio (<2%) ou dióxido de
carbono (<10%), produzem as menores quantidades de escória e freqüentemente
permitem ao usuário soldar novamente esta superfície sem o risco de possibilitar a
ocorrência de defeitos de inclusão de escória. A minimização ou eliminação de
limpeza entre passes tem uma influência positiva na produtividade da mão de obra.
Este aumento de produtividade pode resultar em redução substancial nos custos de
soldagem. Um outro benefício da ausência de escória em soldas dos arames
compostos é o potencial para uso em chanfros estreitos e, por conseguinte, poucos
passes de solda são requeridos em metais de base espessos. Visto que são poucas
as chances da camada de escória vir a ficar presa nas paredes da junta soldada,
torna-se possível a redução de ângulo de juntas de um simples 60º, usados no
GMAW e/ou FCAW, para 45º. Isto reduz o volume do metal de solda requerido para
preencher a junta em, até aproximadamente, 60%. Este fato se reflete numa redução
considerável dos custos com a mão de obra e com o tempo de execução da obra.
Ambos podem resultar em custos de soldagem significativamente mais baixos.
Baixa salpicagem
Às últimas gerações de arames compostos têm sido acrescentados
elementos estabilizadores de arco, o que lhes confere uma transferência metálica
estável no modo spray com baixa salpicagem. Esta performance é bastante similar a
dos arames maciços. Reduções na salpicagem de 20 – 40% podem ser alcançadas
quando um arame composto é comparado a um arame tubular protegido por CO2,
cuja transferência no modo globular ocorre com grandes diâmetros de gota. A
economia de material de solda pode ser refletida na redução do custo de mão de
obra e de material associado com limpeza pós-soldagem e tempo.
Boa forma e aparência do cordão
Devido as excelentes características do arco e os baixos níveis de fumo e de
salpicagem, o uso dos arames compostos possibilitam fácil acesso e boa visibilidade
29
ao fundo de chanfros profundos e obter mais facilmente o tamanho de solda
requerido para uma aplicação específica. Isto significa que menos metal de solda
será desperdiçado para completar a união soldada. Visto que juntas soldadas são
freqüentemente “retrabalhadas”, e isso significa depositar uma quantidade maior de
material do que pelo procedimento especificado. Isto é um potencial significativo
para reduzir custos de material e de soldagem se o tamanho do cordão de solda
puder ser controlado com mais exatidão.
Redução no nível de fumos gerados na soldagem
Uma das mais significativas melhorias na nova geração de arames compostos
é o reduzido nível de fumo exibido em mais altos níveis dos parâmetros de
soldagem. Os arames compostos desenvolvidos por vários fabricantes produzem
níveis de fumos gerados similares aos arames maciços. Este fator sozinho tem sido
a força motriz para muitas conversões do arame tubular convencional protegido por
CO2 para arame composto. Quando comparado com base na geração de fumos por
peso de metal de solda depositado, os arames compostos protegidos por misturas
argônio-oxigênio ou argônio-dióxido de carbono, geram aproximadamente a mesma
quantidade de fumos geradas pelos arames maciços, mas são 100-150% melhores
do que os arames tubulares protegidos por CO2. Recentes desenvolvimentos
associados com MIG Pulsado tem mostrado que significantes reduções na geração
de fumos podem ser alcançadas com esta variante do processo e arame maciço.
Testes com corrente controlada tem mostrado que reduções acima de 50% nos
níveis de fumos também podem ser alcançadas quando os arames compostos são
usados com corrente pulsada.
2.2.2 - Desvantagens dos Arames Compostos
A grande desvantagem associada aos arames compostos é o alto custo inicial
para o aço baixo carbono e a variedade deste produto (20-25% menores do que o
arame tubular convencional). Além disso, a nova geração de arames compostos
requer produção tecnológica especial para assegurar baixas taxas de geração de
fumos mantendo altos níveis de qualidade de solda. Isto geralmente resulta em
elevação dos custos de fabricação e comercialização.
30
2.2.3 - Classificação dos Arames Compostos
Até recentemente os arames compostos para soldagem de aço carbono
foram descritos na classificação de consumíveis da AWS como arames tubulares
(AWS 5.20-79). Apesar de sua construção se assemelhar a dos arames tubulares,
os arames compostos são muito parecidos com arames maciços em matéria de
performance e usabilidade. Em reconhecimento a essas similaridades, os arames
compostos foram recentemente reclassificados e enquadrados dentro das
especificações relacionadas com os arames maciços para soldagem MIG (AWS
5.18-94, E70C-3X(C ou M) e E70C-6X(C ou M)). Eles são considerados um tipo
separado de consumíveis com algumas características similares aos arames
tubulares e outras aos arames maciços (LYTTLE, 1996 ).
SISTEMA DE CLASSIFICAÇÃO
O sistema para a identificação e a classificação de eletrodos compostos
segue o modelo padrão usado em outras especificações AWS para metal de adição,
como mostrado na figura 4 para aços baixa liga e na figura 5 para aço carbono
(AWS, 1996; AWS, 2001).
A especificação é dividida de acordo com o tipo de metal base a ser soldado:
aço baixa liga (Norma AWS A5.28-96: Especificação de eletrodos e varetas de
Soldagem a Arco Protegido por Gás para aço baixa liga) e aço carbono (Norma
AWS A5.18/A5.18M-2001: Especificação de eletrodos e varetas de Soldagem a Arco
Protegido por Gás para aço carbono).
Neste sistema de classificação dos arames compostos, o prefixo “E” designa
um eletrodo. Os dois ou três dígitos seguintes (70, 80, 90, 100, 110 ou 120) indicam
a resistência mínima à tração requerida ao metal de solda, em múltiplos de 1000 psi
(6,9 Mpa). Esta resistência mínima à tração é determinada usando o eletrodo de
acordo com as condições de soldagem contidas na especificação AWS A5.28-96. A
letra C da especificação designa um eletrodo composto ou de fluxo metálico (metal
cored). O sufixo após o hífen indica a composição química do metal de solda sujeito
a certas condições de teste. Um designador opcional suplementar pode vir depois
(H16, H8, H4 ou H2), indicando que o eletrodo encontrará um nível máximo de
hidrogênio difusível de 16, 8, 4 ou 2 ml/100g de metal de solda quando testado como
esquematizado na especificação.
31
Esta especificação inclui metal de adição classificado como EXXC-G. O “G”
indica que este metal de adição é de uma classificação geral. Isto é, “geral” porque
nem todos os requerimentos particulares especificados para as outras classificações
são especificadas para esta classificação.
Os arames compostos são especificados de acordo com a composição
química e propriedades mecânicas do metal de solda e o tipo de gás de proteção
empregado. A Tabela 2 mostra a composição química requerida para metal de solda
de arames compostos para aço carbono e a Tabela 3 apresenta a composição
química requerida para metal de solda de arames compostos para aço baixa liga.
E XX C – XXX HZ
Figura 4 - Sistema para identificação e classificação de eletrodos compostos
para aço baixa liga.
Indica Eletrodo para soldagem a arco
Indica eletrodo composto ou de fluxo metálico
Designador suplementar opcional indicanhidrogênio difusível, onde Z representa 16, 8,
do o nível máximo de 4 ou 2.
Indica a composição química do mearame composto.
Indica em incrementos de 1000 psi (6,9 Mpa), a resistência mínima a tração do metal de solda produzido pelo eletrodo quando testado de acordo com a especificação.
tal de solda produzido por um
32
Tabela 2 - Composição química exigida para metais de solda de eletrodo composto para aço carbono (ASME, 1983).
ClassificaçãoAWSa Peso em Porcentagemd
A5.18 A5.18M Numero UNSb Gás de Proteção C Mn Si S P Nie Cre Moe Ve C Classificação de Múltiplos Passes E70C-3X E48C-3X W07703 75-80%Ar/balanceado 0,12 1,75 0,90 0,03 0,03 0,50 0,20 0,30 0,08 0,50 Com CO2 ou 100% CO2 E70C-6X E48C-6X W07706 75-80%Ar/balanceado 0,12 1,75 0,90 0,03 0,03 0,50 0,20 0,30 0,08 0,50 com CO2 ou 100%CO2 E70C-G(X) E48C-G(X) --- f sem especificaçãog Classificação de um Único Passe E70C-GS(X) E48C-GS(X) --- f sem especificaçãoh
NOTAS: a. O final X mostrado na classificação representa um “C” ou “M” correspondente ao gás de proteção com que cada eletrodo é classificado. O uso do “C” representa
proteção de 100% de CO2 (AWS A5.32 Classe SG-C). “M” representa 75-80% de Ar/ mistura CO2 (AWS A5.32 Classe SG-AC-Y, onde Y está de 20 a 25). Para E70C-G [E48C-G] e E70C-GS [E48C-GS], o final “C” ou “M” deve ser omitido se estes gases não são usados conforme a classificação.
b. Sistema de Numeração Unificado SAE/ASTM para metais e ligas c. O uso de outro gás de proteção sem ser o especificado, resultará numa composição de metal de solda diferente. d. Quando mostrado apenas um valor, este representa o valor máximo . e. A soma de Ni, Cr, Mo e V não excederá 0,50%. f. O gás de proteção será como combinado entre o comprador e o fornecedor, a menos que designado pelo sufixo “C” ou “M”. g. A composição será informada; a requerida é aquela combinada entre o comprador e o fornecedor. h. A composição do metal de solda desta classificação não é especificada, já que eletrodos desta classificação são destinados somente para solda em um único
passe.
33
Tabela 3 - Composição química exigida para metais de solda de eletrodos compostosa para aço baixa liga (ASME, 1983).
Peso em porcentagemb.c
Classificação Número Total de outros AWSd UNSe C Mn Si P S Ni Cr Mo V Ti Zr Al Cu Elementos
Metal de Solda de Manganês-Molibdênio E90C-D2 W19230 0.12 1.00-1.90 0.90 0.025 0.030 -- -- 0.40-0.60 -- -- -- -- 0.35 0.50
Metal de Solda Cromo-Molibdênio E70C-B2L W52130 0.05 0.40-1.00 0.25-0.60 0.025 0.030 0.20 1.00-1.50 0.40-0.65 -- -- -- -- 0.35 0.50 E80C-B2 W52030 0.05-0.12 0.40-1.00 0.25-0.60 0.025 0.030 0.20 1.00-1.50 0.40-0.65 -- -- -- -- 0.35 0.50 E80C-B3L W53130 0.05 0.40-1.00 0.25-0.60 0.025 0.030 0.20 2.00-2.50 0.90-1.25 -- -- -- -- 0.35 0.50 E90C-B3 W53030 0.05-0.12 0.40-1.00 0.25-0.60 0.025 0.030 0.20 2.00-2.50 0.90-1.25 -- -- -- -- 0.35 0.50
Metal de Solda Aço-Níquel E80C-Ni1 W21030 0.12 1.50 0.90 0.025 0.030 0.80-1.10 -- 0.30 -- -- -- -- 0.35 0.50 E70C-Ni2 W22030 0.08 1.25 0.90 0.025 0.030 1.75-2.75 -- -- -- -- -- -- 0.35 0.50 E80C-Ni2 W22030 1.12 1.25 0.90 0.025 0.030 1.75-2.75 -- -- -- -- -- -- 0.35 0.50 E80C-Ni3 W23030 0.12 1.50 0.90 0.025 0.030 2.75-3.75 -- -- -- -- -- -- 0.35 0.50 Outros Metais de Solda de Baixa Liga EXXC-G sem especificaçãof
NOTAS: a. A química exigida para eletrodos compostos está baseada na análise do seu metal de solda, nas condições de soldagem e usando gás de proteção conforme sua especificação. b. O metal de solda será analisado pra cada valor mostrado neste tabela, conforme o elemento específico. c. Quando mostrado apenas um valor, este representa o valor máximo d. Eletrodos sólidos geralmente são recomendados para Soldagem a Arco Tungstênio com Atmosfera Gasosa (GTAW) ou para a Soldagem a Plasma (PAW). e. Sistema de Numeração Unificado SAE/ASTM para metais e ligas. f. A fim de que cumpra a exigência da classificação G, o eletrodo deve ter um mínimo de um ou mais de : 0.5 por cento de níquel. 0.30 por cento de cromo ou 0.20 por cento de molibdênio. g. A composição será informada; a requerida é aquela combinada pelo comprador com o fornecedor.
34
Figura 5 - Sistema para identificação e classificação de eletrodos compostos
para aço carbono.
E 70 C – X Y N HZ 48
Designa o uso somente como Eletrodo.
Indica em incrementos de 1000 psi (6,9 Mpa), a resistência mínima a tração do metal de solda produzido pelo eletrodo quando testado de acordo com a especificação A5.18. Neste caso, 70 indica 70 000 psi.
Indica eletrodo composto ou de fluxo metálico.
Designador suplementar opcional de hidrogênio difusível (ver Tabela 4).
Indica a composição química do metal de solda produzido por um arame composto. O uso do sufixo “GS” designa metal de adição indicado somente para aplicação em passe único.
O “N” é usado conforme a nota “a”.
Indica o tipo de gás de proteção usado para classificação de eletrodos compostos. Dióxido de carbono é indicado pela letra “C” e mistura Argônio-CO2 é indicada por “M”.
Indica em incrementos de 10 MPa, a resistência mínima a tração do metal de solda produzido pelo eletrodo quando testado de acordo com a especificação A5.18M. Neste caso, 48 indica 480 MPa.
Nota a: A letra “N” como um sufixo nesta classificação significa que o metal de solda é indicado para vasos reatores nucleares. O sufixo muda os limites de fósforo e cobre como segue: P = 0,012% máximo Cu = 0,08% máximo.
35
Tabela 4 - Designador suplementar opcional de hidrogênio difusível.
Opcional Requerimento de Hidrogênio Difusível
Classificações
AWS
Designador Opcional
Suplementar de
Hidrogênio Difusívela,b
Hidrogênio Difusível
Máximo (mL/100g Metal
Depositado)c
Todas H16 16,0
Todas H8 8,0
Todas H4 4,0 Notas:
a. O teste de hidrogênio difusível é requerido somente quando especificado pelo comprador ou
quando o fabricante coloca o designador no rótulo.
b. Esse designador é adicionado no fim da classificação completa do eletrodo.
c. Algumas classificações podem não ser capazes de alcançar os baixos níveis médios de
hidrogênio difusível (H8 e H4).
2.3 - TRANSFERÊNCIA METÁLICA
A transferência metálica pode ser descrita como o transporte de gotas
fundidas da ponta de um eletrodo consumível para a poça de fusão. Wang, Liu e
Jones (1995) afirmam que de acordo com o tamanho e características da
transferência da gota fundida, diferentes modos de transferência metálica podem ser
definidos, tais como, curto-circuito, globular e spray. Segundo Kim e Eagar (1993)
estes modos de transferência metálica apresentam diferenças na estabilidade de
arco, poça de fusão, penetração, produção de salpicos, porosidade e nível de gás
aprisionado.
Uma forma prática de controlar diretamente a transferência metálica consiste
em empregar sensores que identifiquem a transferência da gota e reajustar os
parâmetros de soldagem (caso necessário) para melhorar a transferência metálica e,
conseqüentemente, otimizar o processo. Entretanto, isto nem sempre é fácil de ser
realizado em virtude da complexidade dos fenômenos envolvidos, o que dificulta a
identificação da transferência metálica (MIRANDA, 2002).
Diversas técnicas são empregadas para identificar o tipo de transferência
metálica durante a soldagem, entre elas tem-se:
Identificação por meio de filmagem em alta velocidade (Shadowgrafia);
36
Identificação por meio dos sinais de tensão e de corrente de soldagem
(oscilogramas);
Identificação por meio dos sinais sonoros;
Identificação por meio da intensidade luminosa.
Miranda (2002), em sua tese, construiu um eficiente sistema para
reconhecimento e controle da transferência metálica na soldagem MIG/MAG
pulsada, baseando-se na identificação por meio da intensidade luminosa. Uma das
importâncias deste estudo é a possibilidade de identificarmos o destacamento de
uma gota por pulso que é o desejável. Caso isso não ocorra, o método favorece o
ajuste dos parâmetros para que esta condição seja alcançada.
O modo de identificação por meio de sinais de tensão e corrente de soldagem
foi utilizado por Wang, Liu e Jones (1995) para classificar o modo de transferência
metálica. Eles perceberam que como resultado da formação e destacamento de uma
gota, o comprimento de arco aumenta e diminui periodicamente.
Conseqüentemente, cada evento de transferência corresponde a um pico e um vale
de tensão. Através de programas computacionais, os quais identificam os picos e
vales de tensão, pode-se obter uma variação de tensão (ΔU) para cada evento
durante um determinado intervalo de tempo. Deste modo um critério de variação de
tensão (ΔU) foi adotado por Wang, Liu e Jones (1995), no qual correlacionavam o
modo de transferência metálica com a variação entre o pico e o vale de tensão. Para
a transferência metálica com o eletrodo E71T-1 e com Ar-25%CO2 como gás de
proteção os autores propuseram a seguinte relação:
Curto-circuito: ΔU > 10 V
Globular: 1 < ΔU < 10 V
Spray: 0,3 < ΔU < 1 V
Ruídos: ΔU < 0,3 V
Um outro modo de caracterizar o tipo de transferência metálica é através de
filmagens em alta velocidade, também chamada de “Shadowgrafia”. Neste método,
admite-se que se o diâmetro de uma gota for menor do que o diâmetro do arame
eletrodo, considera-se a transferência no modo spray. Se o diâmetro da gota for
37
maior do que o diâmetro do arame, fica caracterizada a transferência no modo
globular; se a gota toca a poça de fusão, fica reconhecida como transferência em
curto-circuito (VILARINHO, 2000).
Vários autores, Kim e Eagar (1993), Braga (1997) e Mota (1998) confirmaram
que a transferência metálica na soldagem arame tubular, dentre outros fatores, é
afetada pela composição química do arame, pelo seu diâmetro, pela geometria da
sua seção transversal e pela sua relação fluxo/metal. Devido às propriedades físicas,
elétricas e metalúrgicas bastante diferentes entre a capa metálica e o fluxo, observa-
se a ocorrência de um atraso na fusão do fluxo em relação à capa metálica (Figura
6), interferindo na estabilidade do arco voltaico e na proteção das gotas metálicas,
além de impedir a transferência axial das gotas (WIDGERY, 1994).
Como muitos fatores influenciam a transferência metálica, modelos teóricos
tais como a teoria do balanço da força estática e a teoria da instabilidade do efeito
“pinch” foram propostas para explicar o fenômeno da transferência metálica. Embora
com sucesso limitado. Kim e Eagar (1993) em seu estudo analisaram teórica e
experimentalmente os modelos mencionados acima e, utilizando a filmagem em alta
velocidade, conseguiram determinar o tamanho das gotas transferidas e
compararam com os resultados provenientes dos modelos teóricos, constatando
significante diferença entre estes valores, principalmente quando o modo spray era
avaliado. Além disso, foram propostas alterações na teoria do balanço da força
estática.
Figura 6 - Forças atuantes na transferência metálica: Força peso (Fp); Tensão
superficial gota/casca metálica (Ftm); e gota/escória (Fte); Força de compressão
38
(Fc); Força de arraste do plasma (Fd); Força de evaporação metálica (Fv); Força
devido às reações químicas (bolhas) (Fq) (BRANDI e SOUZA, 2000)
2.3.1 – Forças Atuantes no Destacamento da Gota Metálica
O tamanho de uma gota fundida depende das várias forças que atuam na
ponta do eletrodo. Consoante a teoria do balanço de forças estáticas atuando na
gota, a equação (1) representa o momento do destacamento e seus termos estão
representados pela Figura 7. Enquanto que no caso específico do processo arame
tubular as forças atuantes no destacamento da gota estão descritas na Figura 6
(BRANDI e SOUZA, 2000; FIGUEIREDO, 2000).
Fg + Fd + Fem = Fγ + Fv Eq. 1
onde:
Fg = força gravitacional;
Fd = força de arraste (ou dragagem);
Fem = forças eletromagnéticas;
Fγ = tensão superficial;
Fv = força de vaporização.
Figura 7 – Balanço de forças atuando sobre uma gota.
39
i) FORÇA GRAVITACIONAL
A força gravitacional simplificada é dada pela equação (2):
Fg = m.gz Eq. 2
Onde:
m é a massa da gota;
gz é a componente vertical da aceleração da gravidade.
A importância deste termo está no fato da influência que exerce no
destacamento da gota entre as soldas feitas na posição plana e a sobre-cabeça. A
força gravitacional muitas vezes pode ser dominante sobre outras forças de
destacamento, particularmente em baixas correntes, quando o termo da força
eletromagnética é pequeno. Quando a força gravitacional é dominante, ocorre o
modo de transferência globular (FIGUEIREDO, 2000).
ii) FORÇA DE ARRASTE
A força de arraste exercida sobre a gota metálica, de acordo com Norrish e
Richardson (1988), ocorre devido ao escoamento do gás de proteção, e é
dependente da velocidade do jato de plasma, da composição do gás e do tamanho
da got+a. Ela é expressa pela equação (3) seguinte: '22 .....5,0 ddd CRvF ρπ= Eq. 3
Onde:
ν é a velocidade do plasma;
ρ é a densidade do gás;
Rd é o raio da gota;
C’d é o coeficiente de arraste.
A força de arraste na maioria dos casos é pequena. Ela terá efeito
significativo em baixa corrente, quando o tamanho da gota for grande
(FIGUEIREDO, 2000).
40
iii) FORÇA ELETROMAGNÉTICA
A força eletromagnética tende a prevalecer sobre as forças de destacamento
em correntes tipicamente requeridas em soldagens com modo de transferência
spray
A força eletromagnética depende do percurso da corrente. Ela é dada pela
formulação empírica da equação (4).
dDIFem ln
100
2
= Eq. 4
Onde: IKD =
d = mínima seção ativa do eletrodo;
D = máxima seção do arco medida na maior seção da gota;
K = constante de proporcionalidade – é função do meio;
I = corrente.
iv) FORÇA DE VAPORIZAÇÃO
Em altas correntes pode ocorrer uma significante vaporização metálica na
superfície da gota, na área de contato com o arco. Uma aceleração térmica das
partículas de vapor na coluna de plasma resulta em uma força opondo ao
destacamento da gota. A força de vaporização é expressa pela equação (5). Em
geral, a vaporização somente será significante em altas correntes.
JIdm
Fv
v .0= Eq. 5
Onde:
m0 = massa vaporizada por volume por Ampère;
dv = densidade de vapor;
I = corrente;
J = densidade de corrente.
v) TENSÃO SUPERFICIAL
De acordo com Figueiredo (2000), a tensão superficial tem um importante
papel no procedimento do processo de transferência metálica. Muitos fatores se
combinam para determinar o efeito deste parâmetro sobre o modo de transferência.
Dentre eles se inclui a composição e homogeneidade da gota, a temperatura da
41
gota, o gradiente de temperatura da superfície, a composição do gás e a forma da
gota. A tensão superficial é calculada pela seguinte fórmula empírica (Equação 6):
( )arfgmF .
=γ Eq. 6
Onde:
f(r/a) = 1 – 0,4(r/a) e a = (2γ/ρmg)1/2
m = massa da gota;
g = aceleração devido à gravidade;
γ = tensão superficial;
r = raio do eletrodo;
a = constante de capilaridade;
ρm = densidade da gota;
2.4 - GÁS DE PROTEÇÃO
A principal função do gás de proteção na soldagem é evitar que o metal de
solda fundido seja contaminado, formando óxidos. A formação de óxidos na solda
pode ocasionar vários problemas, tais como, porosidade e fragilização. No entanto,
a vazão e o tipo de gás de proteção tem um pronunciado efeito sobre os seguintes
itens de importância na soldagem a arco voltaico (IRVING, 1994):
Características do arco;
Modo de transferência metálica;
Penetração e perfil do cordão de solda;
Velocidade de soldagem;
Tendência à mordedura;
Ação de limpeza;
Propriedades mecânicas do metal de solda.
Para avaliarmos o efeito que a vazão e o gás de proteção exercem na solda e
na operação de soldagem, deve-se analisar a influência que o oxigênio e o CO2
exercem quando adicionados ao argônio ou ao hélio. O argônio e o hélio garantem
a proteção quando usados na soldagem de metais não ferrosos. Entretanto, neste
42
caso, adições de oxigênio e/ou de CO2 são necessárias para proporcionar bons
resultados na soldagem de aços. Usado no estado puro, o argônio pode promover
mordedura na soldagem de aços. Estas mordeduras podem ser eliminadas com
misturas à base de argônio, adicionando 1 a 5% oxigênio ou 3 a 25% CO2.
Segundo Ferree (1995), o gás de proteção usualmente promove um efeito
substancial na taxa de geração de fumos quando se solda com arames tubulares. A
Figura 8 mostra uma significante redução de 50% na taxa de geração de fumos para
um arame tubular da classe E71T-1M, quando a quantidade de CO2 é reduzida de
25% para 5% na mistura Ar-CO2 do gás de proteção.
Figura 8 – Taxa de Geração de Fumos (TGF) em função da porcentagem de
CO2 em um gás de proteção Ar-CO2 (FERREE, 1995).
Em geral, com o acréscimo do percentual do CO2 no gás de proteção a taxa
de geração de fumos usualmente aumenta. Isso acontece devido ao CO2 reduzir a
estabilidade de arco, produzir interrupções no arco e reagir com as gotas fundidas
oxidando mais partículas metálicas para os fumos.
Todos os tipos de gás de proteção afetam a emissão de fumos na soldagem
com arame tubular. Além disso, também afetam outras características como
penetração, composição e propriedades mecânicas da solda, como já foi
mencionado anteriormente. Usualmente, os gases menos reativos, ou seja, os com
base em argônio, produzem menos penetração no metal de solda, reduzidos níveis
de salpico e fumos e ligeiramente melhores propriedade de resistência ao impacto
do que gases oxidantes como o CO2. Entretanto, alguns novos arames tubulares
43
possuem ótima performance com gás de proteção CO2, além de terem relativamente
baixa emissão de fumos e propriedades mecânicas bastante satisfatórias.
2.5 - CONSIDERAÇÕES SOBRE CORRENTE PULSADA
O processo de soldagem FCAW convencional ajustado no modo de
transferência “spray” apresenta grandes dificuldades para a deposição do metal de
solda fora de posição e em chapas finas. Estas limitações levaram a investigação
científica ao desenvolvimento de métodos de soldagem alternativos e mais eficientes
para o controle dos parâmetros de soldagem. Deste modo, desenvolveu-se o
controle da transferência metálica utilizando a corrente pulsada, possível a partir da
concepção das fontes eletrônicas para a soldagem a arco voltaico. Neste caso, a
transferência metálica no modo spray é controlada para o destacamento de apenas
uma gota em cada pulso de corrente (FRENCH e BOSWORTH, 1995).
Uma das características deste processo alternativo de soldagem é o aumento
no número das variáveis de soldagem em relação ao processo convencional. Desta
forma, os parâmetros a serem ajustados antes da operação e monitorados durante a
soldagem são a corrente de pulso (Ip), tempo de pulso (tp), corrente de base (Ib) e
tempo de base (tb), além da velocidade de alimentação do arame e da tensão de
soldagem. Para uma dada aplicação, neste modo de transferência, o valor da
corrente média de soldagem é sempre inferior ao valor da corrente de transição
obtida na soldagem convencional. A figura 9 ilustra o comportamento gráfico de uma
onda de corrente pulsada e seus respectivos parâmetros de soldagem (ESSERS e
VAN GOMPEL, 1984).
44
Figura 9 - Soldagem por corrente pulsada
Inúmeros estudos científicos investigam os fenômenos relacionados à física
do arco voltaico em corrente pulsada. Os mecanismos de destacamento da gota
metálica são principalmente ativados devido à rápida elevação da corrente de base
aos níveis da corrente de pulso, que intensificam a ação das forças eletromagnéticas
causadoras da constrição do filamento metálico que sustenta a gota à extremidade
livre do arame em processo de fusão, sob a ação do calor do arco voltaico. Esta gota
se destaca com um diâmetro preferencialmente próximo ao diâmetro do arame
eletrodo, caracterizando, geralmente, um arco suave e estável.
Os parâmetros de pulso devem ser regulados, portanto, de tal forma que haja
o destacamento de uma gota por pulso. Caso esta condição não seja atingida,
ocorre a instabilidade do arco voltaico com o surgimento e/ou a intensificação da
salpicagem e o conseqüente descontrole do processo de transferência metálica.
Por outro lado, a literatura técnica relaciona algumas possibilidades de
destacamento da gota durante o tempo de pulsação, enquanto a corrente de pulso
ainda permanece em seu valor de referência no tempo de pulso, isto é, no início, no
meio ou no final da duração do pulso, por exemplo. Por esta teoria, caso o
destacamento da gota ocorra próximo da metade do tempo de pico, ela atravessará
o arco com grande aceleração e desprendimento de calor, o que tem implicações na
penetração e na salpicagem (ABREU, 2003).
Uma destas formas alternativas de destacamento da gota estudadas por
alguns pesquisadores e cuja aplicação prática resultou na redução da salpicagem,
indica a preferência pelo destacamento nos instantes próximos ao final da duração
45
do tempo de pulso da corrente. Neste caso, segundo estes estudos, a gota estará
ainda em processo de transferência pela coluna do arco voltaico durante uma fração
de tempo que coincide com a entrada dos parâmetros de soldagem nos valores de
base ajustados, ou seja, no tempo e na corrente de base. Desta maneira, para o
controle do destacamento da gota chegou-se, a seguinte relação matemática,
expressa pela equação (7):
Ipntp = D Eq. 7
Onde:
D é uma constante que depende do material e diâmetro do eletrodo e,
também, da composição do gás de proteção;
n é uma constante que possui um valor normalmente entre 1,1 e 2.
Através de experimentos programados e simulações baseadas na formulação
matemática da equação 7, é possível delimitar e caracterizar a região operacional
ótima para a transferência de uma gota por pulso (UGPP).
Diversas técnicas têm sido desenvolvidas e utilizadas para a determinação do
pacote operacional ótimo ou a região UGPP. Dentre as mais utilizadas, podemos
destacar as seguintes:
Análise dos oscilogramas de tensão e de corrente na forma de onda
pulsada;
Análise dos oscilogramas de tensão e de corrente na forma de ondas
continua e constante;
Visualização das gotas em transferência através da “Shadowgrafia”
convencional (Técnica “Back-Lighting”).
“Shadowgrafia” é um termo utilizado na soldagem e que se refere à formação
de uma sombra projetada num anteparo ou um filme fotográfico de um objeto sobre
o qual é incidido um feixe de luz.
A corrente média obtida para uma forma de onda retangular pode, portanto,
ser aproximadamente calculada pela equação 8.
pb
bbppm tt
tItII
+
+= Eq. 8
46
Onde: Im é a corrente média;
Ip e Ib – correntes de pico e de base;
tp e tb – tempos de pico e de base;
A corrente média obtida durante a operação de soldagem determina, neste
caso, a taxa de fusão do arame correspondente a sua velocidade de alimentação,
para um comprimento de arco constante. As dificuldades na determinação dos
parâmetros operacionais de soldagem mais adequados ao perfeito equilíbrio da
velocidade de alimentação com a taxa de fusão do arame são as principais razões
para a falta de popularidade do processo MIG Pulsado.
Alguns critérios teóricos permitem controlar a transferência metálica do
consumível pela determinação da amplitude e da duração da corrente de pulso. O
resumo das aproximações sugeridas na literatura técnica é listado conforme os
critérios a seguir.
Critério da fusão. Por este critério a velocidade de alimentação do arame
deve ser balanceada com a taxa de fusão, a fim de que o comprimento do arco seja
mantido constante;
Critério da transferência metálica. Neste caso, a transferência metálica do
tipo spray deve ser produzida mesmo em baixa velocidade de alimentação do
arame, a qual poderia de outra forma resultar em transferência metálica do tipo
globular;
Critério da estabilidade do arco. Este critério considera a definição de um
valor mínimo para a corrente de base, suficiente para a manutenção do arco voltaico
num regime de estabilidade adequado ao modo spray em baixa corrente média.
2.6- MICROESTRUTURAS
Diversos pesquisadores tentam estabelecer relações entre a microestrutura
do metal de solda e o seu comportamento mecânico, principalmente, em relação à
tenacidade. Durante muitos anos estes estudos foram realizados somente com o
auxilio do microscópio ótico.
Os resultados obtidos têm sido satisfatórios e possibilitam concluir que as
propriedades de resistência ao impacto em solda de aços baixo carbono e baixa liga,
47
são profundamente afetadas por sua microestrutura, principalmente, no que se
refere à transformação produzida durante o rápido resfriamento da região soldada.
No entanto, os avanços conseguidos nesta área de conhecimento através das
análises pela microscopia ótica têm gerado muitas divergências na interpretação das
estruturas metalográficas, haja vista existirem dificuldades para a adoção de uma
terminologia padronizada que contemple e satisfaça a maioria dos pesquisadores.
Denominações diferentes para uma mesma fase (constituinte) são atribuídas por
diferentes pesquisadores, causando uma grande confusão que dificulta a
interpretação e a discussão dos efeitos da microestrutura das fases sobre a
resistência mecânica e sobre a tenacidade do metal de solda (ALE e JORGE, 1993,
p.18-25; SANTOS,1993, p.02-11).
A necessidade de ser estabelecida uma terminologia unificada para a
descrição dos constituintes microestruturais em soldas (Metal de Solda – MS e Zona
Afetada pelo Calor – ZAC) pode ser explicada a partir de dois fundamentos básicos:
A comparação entre os resultados de pesquisa de diferentes autores
só é possível a partir da padronização na terminologia por eles
adotada;
O estabelecimento da relação entre a microestrutura e as propriedades
mecânicas pressupõem a existência de uma metodologia que permita
identificar os constituintes de maneira clara e inequívoca.
No caso do estudo de microestruturas em soldas a Microscopia Ótica (MO)
ainda é bastante usada como meio e técnica de identificação de constituintes. Neste
caso, adota-se a forma, a distribuição, o tamanho e a localização das fases como
critérios para a sua definição. A resolução limitada desta técnica faz com que, muitas
vezes, seja necessário empregar de maneira complementar a Microscopia Eletrônica
de Varredura (MEV) para revelar detalhes microestruturais mais finos. Assim a MO,
auxiliada pela MEV, tem sido empregada satisfatoriamente na identificação de
constituintes microestruturais tanto no MS quanto na ZAC (ALE e JORGE, 1993,
p.18-25; SANTOS,1993, p.02-11).
48
2.6.1 – Classificação das Fases nos Aços C-Mn.
As terminologias correntes para a identificação e classificação de fases nos
aços C-Mn e baixa liga foram propostas e adotadas pelo Intenational Institute of Welding (IIW). Estas conseguem, inclusive, oferecer subsídios razoáveis para o
estabelecimento de relação entre microestrutura e as propriedades mecânicas.
Porém, existem os casos mais complexos onde se pretendem avaliar a relação da
microestrutura com a tenacidade. Nesses casos, torna-se necessário melhor
caracterizar as fases determinando-se, por exemplo, seu plano de hábito na matriz,
coerência ou não de interface, ângulo do contorno de grão, subestrutura de
discordância etc. Isto pressupõe é claro, o emprego da Microscopia Eletrônica de
Transmissão (MET) (ALE e JORGE, 1993, p.18-25; SANTOS,1993, p.02-11).
A terminologia do IIW classifica as fases presentes no aço carbono em
Ferrita Primária (PF), Ferrita de Contorno de Grão [PF(G)], Ferrita Poligonal
Intragranular [PF(I)], Ferrita com Segunda Fase (FS), Ferrita com Segunda Fase
Alinhada [FS(A)], Ferrita com Segunda Fase não Alinhada [FS(NA)], Ferrita Acicular
(AF), Martensita (M), Agregados de Ferrita e Carbetos (FC). As Figuras 10 e 11
ilustram as características principais dessas fases, as quais são descritas a seguir:
Ferrita Primária (PF) – Este constituinte pelo seu aspecto claro e liso
pode ocorrer sob duas formas e computadas como constituintes
distintos, se o observador estiver confiante que a sua diferença é clara:
• Ferrita de Contorno de Grão PF(G) – Constituída por veios de ferrita
associados a contorno de grãos austeníticos. É o constituinte de
mais fácil identificação no metal de solda pelo seu aspecto claro e
liso. Costuma adotar a forma de veios, delineando o contorno de
grão colunar da austenita prévia. Isto se deve ao fato que sua
nucleação e crescimento ocorrem nestes contornos, conferindo-lhes
assim uma forma alongada, Figura 10- a.
• Ferrita Poligonal Intragranular PF(I) – Caracteriza-se como grãos de
ferrita normalmente poligonais, encontradas no interior dos grãos da
Austenita Prévia, mas que apresentam dimensões superiores ao
triplo da largura média das ripas da Ferrita Acicular ou da Ferrita
com Segunda Fase, que as circundam, Figuras 10- bii.
49
Ferrita com Segunda Fase (FS) – Pode ocorrer em duas formas
computadas como constituintes distintos, se o observador estiver
seguro que a distinção é clara.
• Ferrita com Segunda Fase Alinhada FS(A) – Duas ou mais ripas de
ferritas paralelas. Quando existirem somente duas ripas, deve-se
classificar como Ferrita com Segunda Fase Alinhada somente se
sua razão de aspecto for maior que 4:1. Caso isto não se verifique,
o constituinte deverá ser classificado como Ferrita Acicular ou
Ferrita Poligonal, Figuras 10- ci.
• Ferrita com Segunda Fase não Alinhada FS(NA) – Ferrita
circundante (completamente) às microfases ou às ripas de Ferrita
Acicular.
Ferrita Acicular (AF) – Constituinte intragranular de grão fino, com uma
morfologia emaranhada em grãos se entrecruzando no interior do grão
da austenita prévia, separados por contornos de alto ângulo e razão de
aspecto variando de 3:1 até 10:1. Pode incluir ainda ripas isoladas de
elevada razão de aspecto. Uma região de AF freqüentemente
apresenta a morfologia de uma estrutura de Widmanstatten, mas
também inclui ripas isoladas de comprimento superior a largura,
Figuras 10- bi, 10-cii e 10-di
Martensita (M) – É o micro constituinte que se forma como produto final
de transformação, ocorrendo freqüentemente em soldagens com baixo
aporte térmico. Colônias de martensita maiores que as ripas de ferrita
dentro dos grãos austeníticos prévios adjacentes. Colônias menores
devem ser tratadas como microfases. É o constituinte que se forma
como produto final de transformação.
Agregados Ferrita e Carbetos (FC) – São constituídos por uma
estrutura fina de ferrita e carbetos, incluindo perlita e ferrita com
carbetos interfásicos. Constituinte formado fora do contorno de grão da
austenita. Apresenta uma estrutura interna cuja resolução fica abaixo
da obtida por microscopia ótica, formando áreas escurecidas.
50
AF
PF
FC
Figura 10 - Representação esquemática de constituintes microestruturais
(ALE e JORGE, 1993, p.18-25; SANTOS,1993, p.02-11).
a)- Fronteira imaginária entre PF(G) e FS.
bi)- Ferrita sob o retículo <3x a largura média da ripas de ferrita que a circundam.
bii)- Ferrita sob o retículo >3x a largura média da ripas de ferrita que a circundam.
ci)- Duas ou mais ripas paralelas e relação comprimento/largura > 4/1.
cii)- Duas ripas com relação comprimento/largura <4/1 ou ripas não alinhadas ou
ripas isoladas de alta relação comprimento/largura.
di)- Área da colônia FC sob o retículo < área individual das ripas de ferrita.
dii)- Área da colônia FC sob o retículo > área individual das ripas de ferrita.
51
PF- Ferrita primária PF(G)- Ferrita de contorno de grão PF(I)- Ferrita poligonalintragranular AF- Ferrita acicular FS(A)- Ferrita com segunda fase
alinhada FS(NA)- Ferrita com segunda fase
não alinhada FC- Agregados ferrita e carbetos
M- Martensita
Figura 11- Microestrutura do metal depositado com indicação dos diferentes
constituintes (MO) (ALE e JORGE, 1993, p.18-25; SANTOS,1993, p.02-11).
2.6.2 - Microestrutura em Soldagem Múltiplos Passes
É grande o interesse pelo estudo da microestrutura do metal depositado nas
condições como soldado, haja vista que os dados de resistência ao impacto com
52
tratamento térmico pós-soldagem geralmente não são aplicáveis na construção de
grandes estruturas. Por outro lado, de acordo com Mota (1998) e Miranda (1999), a
resposta do metal de solda aos ciclos térmicos depende, em grande escala, da sua
composição química.
A técnica de soldagem em vários passes ou a aplicação de tratamentos
térmicos pós-soldagem promove a superposição de novos ciclos térmicos ao metal
de solda já solidificado. Na soldagem múltiplos passes, o metal depositado é
formado por sucessivas zonas reaquecidas pelos passes subseqüentes. Entende-se
por zona reaquecida, a região do metal depositado que sofreu variações
microestruturais relevantes provocadas pelo aquecimento de passes subseqüentes
acima ou abaixo da linha de transformação A1 (do diagrama de transformação das
ligas Fe–C). A zona reaquecida é formada por uma região recristalizada
propriamente dita (T > A1) e outra região apenas revenida (T < A1) (MIRANDA,
1999). A região recristalizada é normalmente constituída por uma faixa de grãos
grosseiros, onde o reaquecimento atinge temperaturas elevadas dentro do campo
austenítico, acima de A3, e uma faixa de grãos refinados onde a temperatura não
passa do limite A1–A3 (MIRANDA, 1999). A extensão da zona reaquecida aumenta
com os incrementos do aporte térmico e da temperatura de interpasses. Isto leva a
um refinamento da microestrutura colunar e realça a tenacidade do metal de solda
(MOTA, 1998; MIRANDA, 1999).
A microestrutura resultante na zona reaquecida sofre também os efeitos da
microestrutura e da composição química da região de grãos colunares, que a
originou. Elementos como o manganês e o molibdênio, conferem uma certa
estabilidade microestrutural no reaquecimento. Desta maneira, em metais de solda
com estes elementos é possível que a microestrutura da zona reaquecida seja
bastante semelhante àquela microestrutura da região colunar que lhe deu origem,
contudo em proporções diferentes. Já no reaquecimento de soldas com uma baixa
proporção de elementos de liga e sem a participação daqueles elementos
estabilizadores (Mn, Mo), existe uma forte tendência para a transformação total, ou
parcial, da microestrutura da região colunar (MOTA, 1998; MIRANDA, 1999).
Deve-se considerar ainda que além dos efeitos dos elementos de liga sobre a
evolução da microestrutura na zona reaquecida, existem os efeitos do gradiente de
temperatura gerados pelo ciclo térmico de reaquecimento. Neste caso, a
microestrutura do campo de grãos grosseiros na zona reaquecida tende a ser
53
bastante semelhante à microestrutura da região de grãos colunares especialmente
em soldas de alta liga. Já os grãos transformados no reaquecimento dentro do
campo dos grãos finos, são consideravelmente menores que os ditos grãos
grosseiros, o que lhes confere um efeito significativo na redução da temperabilidade
do metal de solda (MOTA, 1998; MIRANDA, 1999).
2.6.3 - Relação entre Tenacidade, Microestrutura e Elemento de Liga.
A tenacidade da zona fundida é função dos constituintes da região de grãos
colunares, já que cada um possui uma tenacidade específica. Por sua vez, a
natureza e proporção dos constituintes são função dos elementos de liga presentes
no cordão. Além disso, há que se considerar a influência do teor das inclusões.
Como o ciclo térmico imposto pelos passes subseqüentes pode alterar a proporção
destes constituintes na região reaquecida ou mesmo modificar a sua natureza, é
fundamental avaliar a proporção de grãos colunares e regenerados na zona fundida.
Mais ainda se deve conhecer em que direção a regeneração da microestrutura influi
na tenacidade, melhorando-a ou piorando-a (FBTS-SENAI, 1987; MOTA,1998).
Efeito dos elementos de liga e da microestrutura
Os elementos Mn, Mo, Ni e Si influenciam a tenacidade por duas maneiras:
Eles modificam a microestrutura, sendo o Mn, Mo e Ni formadores de ferrita
acicular;
Eles elevam o limite de escoamento do cordão de solda pela modificação
microestrutural e pelo efeito de endurecimento por solução sólida.
A propagação de trincas na fase ferrita de contorno de grão PF(G) ocorre de
maneira fácil e frágil por clivagem e explica porque a resistência ao impacto Charpy
decresce com o aumento da fração desta microestrutura no cordão de solda.
Embora seja de baixa dureza, a ferrita de contorno de grão é frágil, principalmente
quando apresentar veios de grande espessura. Já a ferrita acicular é vista como a
microestrutura mais desejável para cordões de solda, em virtude dos valores
elevados de resistência mecânica e tenacidade que possui. Esta característica é
creditada ao seu tamanho de grão extremamente fino (1 – 3 μm), à subestrutura de
54
discordâncias da ferrita acicular e aos ângulos elevados entre os contornos das
ripas. Este último fator aumenta a resistência à propagação da trinca por clivagem,
pois obriga a trinca a mudar de direção e a reiniciar o processo de propagação, cada
vez que cruza um emaranhado de ripas (FBTS-SENAI, 1987; MOTA,1998).
Alguns elementos de liga quando presentes no cordão de solda atuam no
sentido de aumentar sua temperabilidade, favorecendo desta maneira a formação de
ferrita acicular. Paralelamente a este benefício, a adição destes elementos traz o
efeito indesejável de aumentar a dureza do cordão e torná-lo assim propenso à
fratura frágil. Um elemento de adição será tanto mais desejável e benéfico, quanto
mais fraco for seu poder endurecedor comparativamente a seu efeito sobre a
temperabilidade. Baseado nestes critérios, o boro é sem dúvida nenhuma um
elemento bastante desejável. Sua adição nos teores de 20 a 30 ppm se traduz num
aumento considerável da temperabilidade do cordão, propiciando a formação da
ferrita acicular e diminuindo, senão suprimindo totalmente, a presença de ferrita de
contorno de grão PF(G). Na prática de elaboração de aços ao boro, ou formulações
de consumíveis contendo este elemento, é necessário que ele permaneça livre sem
ligar-se ao nitrogênio, para que possa atuar sobre a temperabilidade. O titânio é o
elemento que, possuindo grande afinidade pelo nitrogênio, preenche esta função
(FBTS-SENAI, 1987; MOTA,1998).
Vários pesquisadores, como Mota (1998), apontam o Ti como elemento
benéfico à resistência ao impacto Charpy. A explicação deste efeito reside no poder
de refino dos grãos austeníticos aliado ao poder de formação de ferrita acicular que
este elemento possui. Há uma faixa de valores ótimos para adição de Ti em soldas,
acima dos teores limites, a microestrutura continua sendo progressivamente
refinada, no entanto, associada ao efeito endurecedor e fragilizante do Ti.
3 - MATERIAIS E MÉTODOS
3.1 - MATERIAIS NECESSÁRIOS PARA A EXECUÇÃO DAS SOLDAGENS
3.1.1 - Consumíveis
i) Arame
55
O arame utilizado na fase experimental deste trabalho será o da classe AWS
E80C-G, com 1,2 mm de diâmetro. É um arame tubular do tipo "Metal Cored" para
soldagem em passe único ou em multipasses, desenvolvido especialmente para
soldagem de aços patináveis resistentes à corrosão do tipo Cor-Ten, USI-SAC 300 e
USI-SAC 350, Cos-Ar-Cor, etc. O arame AWS E80C-G é designado para soldagem
e construção de pontes, viadutos, tanques, vagões e perfis para a construção civil e
plataformas marítimas e construções em contato com água salgada.
As Tabelas 5 e 6 mostram a composição química e as propriedades
mecânicas, respectivamente, do metal de solda depositado pelo arame da classe
AWS E80C-G.
Tabela 5 – Composição química do metal depositado (% em massa). Arame
AWS E80C-G.
ELEMENTO C Si Mn P S Cr Ni Cu
Valor Típico
0,03 0,55 1,10 0,010 0,015 0,50 0,45 0,55
Fonte:Esab
Tabela 6 – Propriedades mecânicas do metal depositado. Arame AWS E80C-G.
Propriedades Mecânicas Norma Típico
Lim. Resistência à tração 620 - 760 MPa 700 Mpa
Lim. Escoamento 550 MPa min. 620 Mpa
Alongamento 20% min. 23%
Impacto (-40°C) 40 J
Fonte:Esab
ii) Gás de proteção
O tipo de arame consumível selecionado (AWS E80C-G) necessita de um gás
externo auxiliar, para uma melhor proteção ao arco voltaico e ao metal fundido. O
gás de proteção mais indicado em relação ao custo é a mistura C25 (75%Ar-
25%CO2). No entanto, o desempenho operacional deste arame também será
56
avaliado utilizando Argônio puro como gás de proteção. O Argônio puro será
avaliado, pois segundo Irving (1994), a diferença no custo de gás se torna
insignificante quando comparado com o custo de mão-de-obra, arame, etc. Além
disso, a diferença de preço no gás é compensada pelo gasto adicional de mão-de-
obra que teoricamente seria necessário para remoção de salpicos provenientes da
maior perda de rendimento do processo causada pelo acréscimo de CO2.
3.1.2 - Metal Base
A parte experimental deste trabalho utilizará como metal base chapas de aço
USI-SAC 350 (antigo USI-SAC50), produzidas pela Companhia Siderúrgica
Nacional, cujas propriedades mecânicas e composição química estão nas Tabelas 7
e 8, respectivamente. Este material é bastante utilizado em construção de estruturas
sujeitas a severas solicitações mecânicas e submetidas a ambientes agressivos,
como na construção de pontes metálicas, por exemplo.
Tabela 7 – Propriedades Mecânicas do aço USI – SAC 350.
Material L.R Mpa (N/mm2)
L.E MPa(N/mm2)
Alongamento %
ChV (0ºC) J
USI SAC-350
≥353 ≥490 16 35
Fonte: DIAS, 2004.
Tabela 8 – Composição química (% em massa ) USI – SAC 350.
Material Espessuramm
C Max.
Mn Max.
Si P Max.
S Max.
Cu Cr Outros
USI SAC- 350
6<e≤75
0,18
1,50
0,15~0,55
0,030
0,025
0,25~0,50
0,40~0,65
Ti≤0,150
Nb≤0,050
Fonte: DIAS, 2004.
57
3.2 – DESCRIÇÃO DOS EQUIPAMENTOS
3.2.1 - Central de Soldagem Multiprocessos
Tipo: Fonte eletrônica Transistorizada, Figura 12.a. Modelo: Digitec 600
Fabricante: IMC/LABSOLDA-UFSC
Corrente Nominal: 600 A
Tensão de alimentação: 220, 380 ou 440 V, trifásico
Tensão em vazio: 64 V
Potência máxima consumida: 12 KW
a
b c d
Figura 12 - Bancada de ensaios: fonte DIGITEC 600 (a), sistema de
alimentação de arame (b), tartílope de posicionamento e deslocamento da pistola (c)
e sistema de aquisição de dados (d).
Sistema de alimentação de arame eletrodo, Figura 12.b. Modelo: STA 20/digital, rampa de aceleração e desaceleração da
velocidade do arame.
58
Sistema de posicionamento e deslocamento automático da tocha de soldagem, Figura 13.
Modelo: Tartílope IV
Fabricante: IMC/LABSOLDA - UFSC
Faixa de velocidade de deslocamento: 5 a 160 cm/min
Resolução: 0,2 cm/min
Figura 13 – Detalhes do sistema de posicionamento automático da tocha.
Tocha de soldagem
Tipo: “Push”, refrigerada à água e cabo de 3m, equipada com conduíte
de aço.
Fabricante: Binzel
3.2.2- Acessórios Caixa de medição de tempo, comprimento e velocidade de alimentação do
arame eletrodo (Figura 14). Modelo: MVA - 2
Fabricante: IML/LABSOLDA-UFSC.
É responsável pelas medidas de tempo de soldagem, comprimento do arame
eletrodo consumido na soldagem e velocidade instantânea de alimentação do arame
eletrodo.
59
Transdutor Ótico
Figura 14 - Sistema de monitoração da produtividade em operações de
soldagem
Sistema de aquisição portátil (SAP) Equipamento utilizado para aquisição e aferição de dados, tais como,
vazão de gás, tensão, corrente e velocidade de alimentação de arame. Este
equipamento pode ser visualizado através da Figura 15.
Figura 15 – Sistema de aquisição portátil (SAP).
Placa de aquisição e processamento de dados
Modelo: INTERDATA, freqüência de aquisição de 100 kHz por canal
Fabricante: IMC/LABSOLDA - UFSC
60
Microcomputador Modelo: Pentium 133 MHz
Fabricante: Intel
3.2.3- Equipamentos para Ensaios Metalográficos
Sistema de aquisição óptico computadorizado – Analisador de imagens,
Figura 16. Modelo: Leica DMR, equipado com câmera digital JVC-TK 138 OU e
microcomputador Q 550 IW1 com programa de análise de imagens “Leica QWIN”
Fabricante: Leica
Resolução: 50 a 500X
Microscópio Digital Olympus. Modelo: X51M, equipado com programa de tratamento de imagem e
quantificação de fases- Image-Pro-Pus
Resolução: 50 a 1000X
61
Figura 16 - Detalhe do sistema de aquisição óptico computadorizado-
Analisador de imagens.
Máquina de serrar de fita (Figura 17). Modelo: FM18
Fabricante: FRANHO-Máquinas e Equipamentos S/A
Figura 17 – Máquina automática de serrar (serra em fita).
Lixadeira/Politriz
62
Modelo: DPU-10
Fabricante: Panambra S/A
Plaina limadora Modelo: ROCCO-500/II
Fabricante: Industrias Emanoel Rocco S/A
Fresadora universal
Modelo: Romi-U30
Fabricante: Industrias Romi S/A
Máquina de ensaio de impacto Modelo: WP 410 Pendulum Impact Tester, 300 Nm
Fabricante: G.U.N.T. Gerätebau GmbH.
3.2.4- Programas Computacionais
Oscilos.SAP – Utilizado na aquisição dos dados instantâneos de tensão e de
corrente durante a soldagem. Fabricante: IMC/LABSOLDA - UFSC
Origin 6.0 – Programa computacional utilizado na geração de gráficos para
análise de resultados. Fabricante: Microcal
Statistica – Utilizado no tratamento estatístico dos dados. Fabricante: Statsoft,
3.3 – PLANEJAMENTO EXPERIMENTAL
O planejamento experimental deste trabalho foi dividido em cinco etapas: na
primeira etapa, demonstra-se o método utilizado para a determinação dos
parâmetros operacionais de soldagem, em corrente pulsada e convencional; a
segunda etapa concerne na avaliação da geometria do cordão de solda; a terceira
63
etapa diz respeito à metodologia de avaliação dos parâmetros econômicos dos
processos; na quarta etapa analisam-se as características metalúrgicas do metal de
solda através das macrografias e micrografias do material; finalmente, na quinta
etapa realiza-se o estudo das propriedades mecânicas de impacto e dureza da junta
soldada.
Este trabalho tem como objetivos estudar os efeitos do tipo de gás de
proteção, do processo de soldagem e do aporte térmico sobre a geometria do
cordão de solda (largura, reforço e penetração), sobre os parâmetros econômicos
(consumo, produção e rendimento), sobre os aspectos metalúrgicos (macrografia e
micrografia) e sobre as propriedades mecânicas de impacto e dureza da junta
soldada. Para isso será utilizado o Projeto e Análise de Experimentos, em especial o
Planejamento Fatorial com replicagem e aleatorização. Os fatores e níveis
estudados estão apresentados na Tabela 9 e os resultados serão processados
estatisticamente pelo método de análise de variância (ANOVA) com o auxílio de um
software comercial.
Tabela 9 – Fatores e níveis do planejamento fatorial
FATORES NÍVEIS
Convencional Processo de Soldagem Pulsado
C25 (75% Argônio – 25% CO2) Gás de Proteção
100% Argônio
15 (kJ/cm)
18 (kJ/cm) Energia do Arco
20 (kJ/cm)
Todas as soldagens serão automatizadas na posição plana e realizadas com
uma fonte eletrônica ajustada em tensão constante e polaridade positiva.
O metal de adição utilizado será o arame composto da classe AWS E80C-G
de 1,2 mm de diâmetro. Serão mantidos constantes: o ângulo de inclinação da tocha
em 15°, o sentido de soldagem empurrando, a distância bocal peça em 15 mm e a
vazão de gás em 15 l/min, tanto para mistura 75%Ar-25%CO2 quanto para Argônio
puro.
64
Os cordões de solda serão depositados em chanfro estreito e sobre chapa
(simples deposição). As soldagens em chanfro serão realizadas para obtenção de
corpos de prova para os ensaios metalográficos (macrografia e micrografia) e das
propriedades mecânicas de dureza e impacto. O chanfro utilizado será de 45º, sem
abertura de raiz e sem nariz, usinado em chapas de aço SAC 350 medindo
350x150x16 mm. Já no segundo caso, a soldagem em simples deposição será sobre
chapas de 50x150x6 mm para a análise das suas características econômicas e
geométricas.
Durante as soldagens, os valores instantâneos da corrente e da tensão de
soldagem serão lidos através de uma placa de aquisição de dados em alta
freqüência (10 kHz/canal). O programa de aquisição de dados que fornece os
oscilogramas de tensão e de corrente de soldagem realiza a aquisição dos pontos
corrente-tempo e tensão-tempo a cada 25 ms (milisegundos). Como o tempo de
aquisição utilizado será de um segundo acarretará no fornecimento de um universo
de 4000 pontos para cada ensaio, o que é suficiente para a análise pretendida.
Na soldagem em simples deposição, avalia-se o efeito do aporte térmico, em
três níveis, sobre a geometria do cordão e sobre as características econômicas do
processo. Já na soldagem na condição de chanfro, o aporte térmico permanecerá
constante, tanto na soldagem em corrente convencional como na soldagem em
corrente pulsada. Isto se faz necessário para viabilizar a comparação de resultados
obtidos para os dois processos de soldagem.
A definição do aporte térmico a ser utilizado na soldagem na condição de
chanfro ocorrerá a partir de ajustes sucessivos nos valores de velocidade de
soldagem (variável de maior grau de liberdade e mais fácil de ser alterada), na busca
da maior aproximação possível entre os valores desta variável nos dois processos,
convencional e pulsado.
3.3.1 - Metodologia Experimental
Neste tópico será apresentada a metodologia experimental empregada para a
execução de cada uma das etapas propostas, ou seja: a determinação de
parâmetros de soldagem utilizados em corrente pulsada e em corrente convencional,
geometria do cordão de solda (largura, reforço e penetração), parâmetros
65
econômicos (consumo, produção e rendimento), análise metalográfica (macrografia
e micrografia) e as propriedades mecânicas de impacto e dureza da junta soldada.
3.3.1.1 -Metodologia Experimental para Determinação de Parâmetros de Soldagem
A metodologia experimental para a determinação dos parâmetros de pulso
para corrente pulsada é bem mais complexa do que para corrente convencional,
portanto esta etapa será a primeira a ser realizada e encontra-se detalhadamente a
seguir.
i) Determinação de parâmetros para corrente pulsada
A determinação de um pacote operacional otimizado para soldagem em
corrente pulsada consiste na realização de cálculos de parâmetros a partir de
resultados experimentais e de equações disponíveis na literatura, seguindo uma
ordem sequencial que se encontra descrita nos tópicos seguintes. Estas equações
fornecem como resultado os chamados parâmetros de destacamento
(NASCIMENTO et al., 2003).
a - Métodos Utilizados para Determinar a Corrente de Transição
Inicialmente, devem-se determinar os parâmetros de soldagem que geram
uma curva paramétrica que define valores para a corrente de transição no processo
de soldagem em corrente convencional. Para a definição do valor da corrente de
transição, inicialmente com a fonte ajustada no modo corrente constante, devem ser
selecionados, à luz de conhecimentos adquiridos e de dados da literatura técnica,
alguns níveis para a velocidade de alimentação de arame compatíveis com a
operação de soldagem. Neste trabalho, os valores selecionados para a velocidade
de alimentação de arame foram 6, 7, 8 , 9 , 10 e 11 m/min.
A execução de cada experimento será definida a partir de um valor mínimo de
tensão de soldagem nas condições ou níveis estabelecidos para a velocidade de
alimentação do arame (6, 7, 8, 9, 10 e 11 m/min), capaz de manter o arco voltaico
em atividade e garantir a transferência da gota metálica no modo curto-circuito. A
seguir, o valor da tensão passa a ser aumentado progressivamente até atingir um
novo valor que define claramente a passagem para um novo modo de transferência
da gota metálica, ou seja, para o modo em “spray”. Os aumentos progressivos da
tensão de soldagem implicam também, neste caso, em aumentos do comprimento
66
do arco, haja vista que no modo tensão constante, a manutenção da velocidade de
alimentação do arame no valor inicialmente ajustado combinada com a elevação do
valor da tensão de soldagem acarretam na elevação da taxa de fusão do arame.
A caracterização da transição do modo de transferência curto-circuito para
globular e deste para o spray será estabelecida por dois critérios conhecidos. O
primeiro será a partir de minuciosas observações visuais sobre a evolução do
comportamento dinâmico do arco e, o segundo, com o auxílio de “software” de
aquisição e processamento de dados que fornece os oscilogramas dos valores
instantâneos da tensão e da corrente de soldagem.
A metodologia experimental estabelece a interrupção da subida da tensão de
soldagem no exato instante em que se observa a passagem do modo de
transferência globular para spray. Caracteriza-se aí um valor para a corrente de
transição. Neste ponto, os dados e os gráficos gerados pelo programa Oscilos 4
devem ser gravados, pra posterior análise.
A Figura 18 mostra um oscilograma típico de Tensão x Tempo onde o
destacamento da gota é indicado pelo pico de tensão.
0 100 200 300 400 5000
10
20
30
40
50
Tens
ão (V
)
Tempo (ms)
Pico de tensão indicando destacamento da gota.
Figura 18 - Oscilograma típico de Tensão x Tempo no processo convencional.
Para cada valor estabelecido na velocidade de alimentação de arame obtém-
se a corrente de transição correspondente. Adotam-se os valores médios da
corrente de transição, Im, obtidos de uma série de experimentos na mesma
velocidade. Estes valores médios serão então correlacionados graficamente com as
67
velocidades de alimentação de arame correspondentes, fornecendo uma relação
linear que possibilitará a determinação do fator de fusão m (Burnoff factor), utilizado
no critério de fusão desenvolvido por Amim et al. (1983). A Equação (9) representa a
equação da reta que relaciona a corrente média com a velocidade de alimentação
do arame.
KmVa +=Im Eq. 9
Onde: Im é a corrente média (A);
Va é a velocidade de alimentação do arame (m/min);
m é o fator de fusão (A/m/mim), ou seja, o coeficiente angular da reta;
K é o intercepto, (A), que apresenta o valor zero para as características
que passam pela origem.
Esta relação entre a corrente média e a velocidade de alimentação depende
do tipo e do diâmetro do arame e do gás de proteção. A Figura 19 mostra um gráfico
típico de Im x Va com os respectivos valores de velocidade de alimentação de
arame, da qual podemos obter a equação da curva e conseqüentemente o valor de
m que é o fator de fusão.
6 7 8 9 10 11
200
220
240
260
280
300
Cor
rent
e (A
)
Wa (m/min)Va (m/min)
Figura 19 – Gráfico típico de Corrente média (Im) x Velocidade de
alimentação de arame (Va).
68
b - Métodos Utilizados para Determinação do Tempo Modal
A metodologia experimental adotada para aquisição dos dados instantâneos
da tensão e da corrente de soldagem, através do programa Oscilos 4, possibilita a
verificação do intervalo de tempo entre sucessivos destacamentos, os quais são
representados pelos picos de tensão. Embora o tempo entre um destacamento e
outro varie, o intervalo de destacamento médio é aproximadamente constante e
pode ser estimado pelo tempo de destacamento modal (Tm) o qual possui a maior
freqüência de distribuição, como mostra a Figura 20 (RAJASEKARAN et al., 1998;
SUBRAMANIAM, et al., 1999).
O programa Oscilos 4 é uma ferramenta também auxiliar para a confirmação
da maior incidência de intervalos de tempo entre destacamentos consecutivos da
gota metálica.
0 2 4 6 80
50
100
150
200
250
300
350
400Tm
Oco
rrênc
ia
Tempo modal (ms)
HISTOGRAMA
Figura 20 – Histograma de tempo modal típico para Va=10,5 m/min.
c - Métodos Utilizados para Determinar o Volume Modal.
O volume modal representa o volume assumido pela gota destacada. Quando
este é relacionado aos vários valores da corrente média, que varia com a velocidade
de alimentação do arame, pode-se observar graficamente a mudança do
comportamento da transferência metálica, do regime globular para o spray,
caracterizada pela alteração da inclinação da curva.
69
O volume modal deve ser calculado para cada valor de velocidade de
alimentação de arame estipulado inicialmente, a partir dos valores do tempo modal
obtidos nos histogramas e utilizando-se a Equação (10).
Eq. 10
Onde: ν = volume modal [mm3];
Tm = tempo modal [ms];
d = diâmetro do arame-eletrodo [mm];
Va = velocidade de alimentação do arame [m/min];
d - Métodos para Determinar o Parâmetro de Destacamento
De posse dos valores do tempo modal (Tm) e do volume modal (ν), assim
como, da corrente média (Im) pode-se traçar gráficos Im x ν e Tm x ν, como os
apresentados nas Figuras 21 e 22, respectivamente. O diâmetro do arame é então
estabelecido como referência para o volume inicial da gota, no entanto, no presente
trabalho adotou-se o diâmetro da gota 20% inferior ao diâmetro do arame, ou seja,
0,96 mm que fornece o volume de 0,463 mm3. Determinam-se, em seguida, os
valores de corrente e do tempo nos gráficos das Figuras 21 e 22. Os valores
encontrados nos gráficos serão utilizados na Equação (11) para determinarmos o
parâmetro de destacamento.
DIt pp =3,2 Eq. 11
Onde: tp é Tempo de pulso;
Ip é a corrente de pulso; D é o parâmetro de destacamento.
70
120 140 160 180 200 220 240 260
0,5
1,0
0,463
227
Vol
ume
mod
al (m
m3 )
Corrente (A) Figura 21 – Gráfico Corrente média x Volume modal.
0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
2,74
0,463
Tem
po m
odal
(ms)
Volume modal (mm3) Figura 22– Gráfico Volume modal x Tempo modal.
Nesta equação (11), os valores estabelecidos para a corrente e o tempo de
pulso foram os mesmos valores de Tm e Im.
e - Métodos para Determinar os Parâmetros de Pulsação
Os parâmetros de pulsação são a corrente e tempo de duração no pulso e a
corrente e tempo de duração na base.
A partir do parâmetro de destacamento D, mostrado no item anterior, deve-se
estabelecer arbitrariamente um valor para o tempo de pulso e se obtém o valor para
a corrente de pulso, considerando uma determinada velocidade do arame.
71
Os valores do período de destacamento devem ser calculados para cada
velocidade de alimentação de arame, através da Equação (12).
a
g
Vdv
T××
×= 2
240π
Eq. 12
Onde: T é o período de destacamento (ms);
νg é o volume da gota (mm3).
Conhecidos o período de destacamento (T) e o tempo de pico (tp), torna-se
possível determinar o valor para o tempo de base através da Equação (13).
T = tp + tb Eq. 13
Para determinarmos o valor de corrente de base será utilizada a equação da
corrente média que é dada pela equação (8), que após tratamento matemático para
o isolamento do valor de Ib, torna-se:
b
pppbb t
tIttI
×−+×=
)(Im Eq. 14
ii) Determinação de parâmetros para corrente convencional
A natureza da corrente é um dos fatores estudados neste trabalho, portanto,
devemos garantir que os resultados referentes a este fator lhe possam ser
indubitavelmente atribuídos. Para isso, os parâmetros a serem utilizados em
corrente convencional devem fornecer um valor de energia de soldagem o mais
próximo possível do valor alcançado quando da utilização do modo corrente
pulsada.
O aporte térmico é calculado através da equação 15. No entanto, o “software”
utilizado para aquisição de dados fornece o valor da potência do arco (W), portanto,
para atingirmos valores de aporte térmico análogos em ambos os processos,
devemos verificar inicialmente o valor do aporte obtido no modo pulsado e, em
seguida, ajustar o valor do aporte no modo convencional através da velocidade de
72
soldagem que é o parâmetro de maior grau de liberdade e o mais fácil de ser
alterado, além de ser menos influente no modo de transferência metálica.
vWA
vUxIA TT =⇒= Eq. 15
onde:
U – Tensão de soldagem (V);
I – Intensidade de corrente (A);
W – Potência do arco (Watt);
v – velocidade de soldagem (cm/min);
3.3.1.2 - Metodologia Experimental para Análise das Características Geométricas
A avaliação da geometria do cordão de solda é realizada pela análise
dimensional de sua seção transversal. Em cada corpo de prova soldado (em simples
deposição) será efetuado um corte transversal ao cordão de solda com o intuito de
realização de ensaio macrográfico. Os corpos de prova serão preparados pelo
lixamento até a granulometria de 400 mesh e posterior ataque químico com solução
de ácido nítrico a 4% em álcool etílico, pelo método de imersão. Em seguida serão
medidos os seguintes parâmetros na face do corte transversal da solda: penetração,
largura e reforço, que estão ilustrados na Figura 23. As medições ocorrerão através
do auxílio do software Autocad.
Figura 23 – Esquema do perfil geométrico do cordão de solda.
Onde:
r = reforço;
p = penetração;
73
b = largura.
3.3.1.3 - Metodologia Experimental para Análise das Características Econômicas
Nas indústrias sempre se deseja reduzir os custos de fabricação de um
determinado produto, mantendo-se ou melhorando-se a sua qualidade. Uma
alternativa para isto é minimizar o tempo de operação ou o tempo de produção. Para
se alcançar este fim, em relação à soldagem, torna-se necessário melhorar a
produtividade de trabalho, ou seja, aumentar o rendimento do processo (SUBAN e
TUSEK, 2001).
A análise do desempenho operacional de um consumível para soldagem a
arco voltaico, em relação as suas características econômicas, pode ser definida pela
sua taxa de fusão (tf), taxa de deposição (td) e pelo seu rendimento de deposição
(R).
A taxa de fusão é determinada pela massa de metal fundida por unidade de
tempo, já a taxa de deposição é definida como a massa do metal de adição
depositada por unidade de tempo, por sua vez o rendimento de deposição é dado
pela razão entre a taxa de fusão e a taxa de deposição. Contudo, estas
características econômicas podem ser calculadas através das equações 16, 17 e 18.
St
6,3TF lρ= (Kg/h) Eq. 16
Onde:
ℓ - Comprimento do arame consumido (m);
ρ - Densidade linear do arame (g/m);
ts- Tempo de soldagem (s);
( )
S
if
tMM
6,3TD−
= (Kg/h) Eq. 17
Onde:
Mf - Massa final da junta depois da soldagem (g);
Mi - Massa inicial da junta antes da soldagem (g);
74
100xTFTDR ⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛= (%) Eq. 18
Onde:
TD - taxa de deposição (Kg/h);
TF - Taxa de fusão (Kg/h);
3.3.1.4 - Metodologia Experimental para Análise Metalográfica
O exame metalográfico consistirá na análise em macrografias e micrografias e
será realizado nas seções transversais das soldas em chanfro estreito. Será
analisado o metal de solda em duas amostras de cada junta soldada. O objetivo
deste exame é identificar nas soldas em multipasses as regiões de grãos colunares
e reaquecidas. Além disso, verificar em cada região as fases presentes
predominantes. A Figura 24 apresenta o lay-out para retirada de amostras da junta
soldada para a realização tanto de exames metalográficos, quanto para os ensaios
de impacto e dureza.
50 50
350
REG
IÃO
DES
CA
RTA
DA
CHARPY - V
SOLD
A
REG
IÃO
DES
CA
RTA
DA
METALOGRAFIA
SOLD
A
75
Figura 24- Lay-out para retirada de amostras para a caracterização da junta
soldada. Dimensões em mm.
i) Macrografia
A análise macrográfica será realizada na seção transversal das soldas em
chanfro com o objetivo de caracterizar o perfil macroestrutural nesta seção. Será
verificada a seqüência de deposição dos passes e das camadas de solda, a
proporção entre a região de grãos colunares e a região reaquecida, a incidência de
porosidade, a falta de penetração e de fusão, ocorrência de inclusões, etc. A
preparação da superfície a analisar consistirá em lixamento até a granulometria de
400 mesh, seguido de ataque químico com solução de nital 2%, por um período de 4
minutos.
ii) Micrografia
O objetivo de uma análise micrográfica em uniões soldadas é o de avaliar a
microestrutura do metal de solda e da zona termicamente afetada. As superfícies
das amostras soldadas e utilizadas no exame macrográfico serão, após este ensaio,
novamente preparadas para a sua inspeção micrográfica. No ataque químico será
utilizado o nital 4%, por um período de 6 minutos, pelo método de imersão. As
observações e as análises serão realizadas com o auxilio de um microscópio ótico
de marca Leica DMR, Figura 16, e de fotomicrografias de pontos selecionados na
superfície observada.
Para a identificação dos principais microconstituintes será adotada a
terminologia de padronização proposta pelo “International Institute of Welding” já
discutida no capítulo “revisão bibliográfica”, item 2.6-Microestruturas, deste trabalho.
3.3.1.5 - Metodologia Experimental para Avaliação das Propriedades Mecânicas.
As propriedades mecânicas a serem avaliadas são a resistência ao impacto e
dureza. As soldagens serão automatizadas, na posição plana, em chanfro V de 45º,
sem abertura de raiz e depositadas em chapas de aço USI-SAC 350 medindo
350x150x16 mm, conforme esquema mostrado na Figura 25.
76
Acho que é 350x300x16
16150
45°
Figura 25 – Tipo de chanfro e dimensões para soldagem multipasses.
As condições gerais para a realização dos ensaios mecânicos são descritas a
seguir:
i) ENSAIO DE RESISTÊNCIA AO IMPACTO.
A finalidade do ensaio de resistência ao impacto “Charpy-V” será avaliar a
tenacidade do metal de solda e do metal base em três diferentes temperaturas (0ºC,
20ºC e 40ºC). Os corpos de prova utilizados no ensaio serão retirados da secção
transversal ao cordão de solda e usinados para dimensões análogas às da Figura
26, além da geometria do corpo de prova esta figura mostra a posição da região do
entalhe. A Figura 27 apresenta, em detalhes, as dimensões do corpo de prova de
impacto charpy, com entalhe em V.
55.0 ± 1.25
1
Figura 26 - Região de retirada do corpo de prova e posicionamento do entalhe
para ensaio charpy.
77
10.0 ± 0.02555.0 ± 1.25
22.5 ± 1.25
8.0±
0.02
5
R 025 ± 0.025
45° ± 1°
10.0
± 0
.025
90º±10°
Figura 27 - Aspecto do corpo de prova de resistência ao impacto charpy-V.
Dimensões em mm.
ii) ENSAIO DE DUREZA
O ensaio de dureza tem como objetivo avaliar a resistência à penetração da
junta soldada (metal base, ZAC e metal de solda) medida pela sua deformação
plástica permanente provocada por um elemento penetrador. Neste trabalho, será
utilizada a técnica Rockwell C com um penetrador de diamante a 120º, pré-carga de
10 kgf e carga principal de 150 kgf. O ensaio será realizado a temperatura ambiente
(25ºC), e as impressões eqüidistantes em 3 mm, ocorrerão sobre uma linha
transversal ao cordão de solda, conforme ilustra a Figura 28.
0,0
3,0
6,0
9,0 312,0
3,0
6,0
9,0
12,0
Figura 28 - Impressões de dureza nos corpos de prova. Dimensões em mm.
78
4. RESULTADOS E DISCUSSÕES
4.1 – RESULTADOS DA DETERMINAÇÃO DOS PARÂMETROS DE SOLDAGEM.
4.1.1 – Parâmetros de Soldagem para Corrente Pulsada.
Seguindo a metodologia descrita no item “Determinação de parâmetros para
corrente pulsada”, obteve-se os dados das Tabelas 10 e 11 que produziram como
resultado final uma série de “pacotes operacionais” para os diferentes valores de
velocidade de alimentação de arame. Sabe-se que os parâmetros de soldagem em
corrente pulsada devem ser reavaliados sempre que se altera alguma variável de
soldagem, como o diâmetro e tipo de arame, o tipo e a vazão de gás, etc. Portanto,
no presente trabalho, os parâmetros foram calculados para o arame da classe AWS
E80C-G utilizando dois tipos de gás de proteção: C25 (75%argônio-25%CO2) e
argônio puro.
A Figura 29 apresenta o gráfico obtido a partir dos valores da corrente média
de transição versus velocidade de alimentação do arame (AWS E80C-G) utilizando
como gás de proteção a mistura C25. Gráfico semelhante foi plotado utilizando o
mesmo arame, mas com o argônio puro como gás de proteção. A partir destes
gráficos, foram obtidos os valores do fator de fusão “m” que é o coeficiente angular
da equação que rege a curva do gráfico, conforme mostrado a seguir.
Para a mistura gasosa C25 (Figura 29) Equação da reta = Im = 17,6 Va +97,06
Fator de fusão: m = 17,6 (A/m/mim)
Para o gás Argônio puro Equação da reta = Im = 21,3 Va + 85,1
Fator de fusão: m = 21,3 (A/m/mim)
79
6 7 8 9 10 11
200
220
240
260
280
300
Cor
rent
e (A
)
W (m/min)
Taxa de fusão
Figura 29 - Gráfico de corrente média de transição versus velocidade de
alimentação, para as soldas utilizando gás C25
A partir dos gráficos da corrente média de transição versus volume modal (Im
x ν) e do tempo modal versus volume modal (Tm x ν), Figuras 30 e 31,
respectivamente, pode-se determinar o tempo de pulso e a corrente de pulso através
de um diâmetro de gota de referência selecionado inicialmente. Então,
determinamos o parâmetro de destacamento utilizando a Equação (11).
Para as soldas utilizando C25 como gás de proteção: D = 3,5 x 2252,3
D = 899679,5 A2,3s
200 220 240 260 280 3000,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,55
0,60
0,65
0,70
Vm (m
m3 )
Corrente (A)
0,463
225
80
Figura 30 – Gráfico corrente média X volume modal, para as soldas utilizando
gás C25.
0,25 0,30 0,35 0,40 0,45 0,50 0,55 0,60 0,65 0,701
2
3
4
5
6
Tem
po m
odal
(ms)
Volume modal (mm3)
0,463
3,5
Figura 31 – Gráfico volume modal X tempo modal, para as soldas utilizando
gás C25.
O mesmo procedimento foi efetuado para os dados referentes às soldas que
utilizaram argônio puro como gás de proteção. Nesta situação o valor do parâmetro
de destacamento está apresentado abaixo:
Para as soldas utilizando argônio puro como gás de proteção: D = 1300362 A2,3s A determinação do parâmetro de destacamento é essencial para avaliar a
limitação da corrente de pico (Ip) e do tempo de pico (tp) segundo as afirmações de
Rajasekaran et al (1998).
A partir do valor do parâmetro de destacamento, torna-se possível calcular os
parâmetros de pulso, ou seja, a corrente e o tempo de pulso e a corrente e o tempo
de base, de acordo com a velocidade de alimentação de arame de referência. Esta
combinação de parâmetros, também chamada de pacote operacional, está
apresentada na Tabela 10 para as soldas utilizando o gás C25, e na Tabela 11 para
as soldas com argônio puro.
Tabela 10 - Parâmetros de pulso para a mistura gasosa C25.
81
Va (m/min) Tp (ms) Ip (A) Tb (ms) Ib (A)
6 1,6 382 2,5 83
7 1,4 408 2,1 95
8 1,2 432 1,8 108
9 1,1 455 1,6 122
10 1,0 477 1,5 137
11 0,9 497 1,3 153
Tabela 11 - Parâmetros de pulso para o gás Argônio puro.
Va (m/min) Tp (ms Ip (A) Tb (ms Ib (A)
6 1,6 367 2,5 107
7 1,4 393 2,1 125
8 1,2 416 1,8 144
9 1,1 438 1,6 165
10 1,0 459 1,5 186
11 0,9 478 1,3 208
Durante a execução da soldagem com os pacotes operacionais determinados,
podem ocorrer eventuais instabilidades, quando isto acontece, pode-se reduzir ou
eliminar essas instabilidades, ajustando o comprimento do arco ao mesmo nível pré-
determinado na soldagem convencional. O ajuste pode ser feito através de
pequenas alterações no valor da corrente de base. No presente trabalho foi
estabelecido um comprimento de arco de 5 mm, ou seja um terço da distância bocal
peça que era de 15 mm.
Para as soldas realizadas em simples deposição, foram utilizados os pacotes
operacionais referentes às velocidades de alimentação de arame de 6, 8 e 10 m/min.
Já nas soldas realizadas em chanfro estreito, foi utilizado apenas o pacote
operacional referente à velocidade de alimentação de arame de 7 m/min.
4.1.2 – Parâmetros de Soldagem para Corrente Convencional
82
Os parâmetros de soldagem para corrente convencional foram calculados a
partir dos resultados de aporte térmico observados nas soldas em corrente pulsada.
Estes valores foram ajustados para corrente convencional através de correções nos
valores da tensão e da velocidade de soldagem, de modo a garantir valores de
aporte térmico, no modo convencional, o mais próximo possível dos experimentados
no modo pulsado, para as três velocidades de alimentação de arame selecionadas.
O resultado final deste ajuste está apresentado na Tabela 12 para as soldagens com
a mistura gasosa C25 e para o Argônio puro.
Tabela 12 – Parâmetros operacionais de soldagem para o modo convencional.
Tensão(V) Va (m/min) Gás C25 Gás Ar
6 31 30
8 32 31
10 33 31
4.1.3 – Análise de Estabilidade de Arco
A análise de estabilidade de arco nos modos pulsado e convencional foi
realizada através dos oscilogramas de corrente e, principalmente, de tensão, que
foram adquiridos durante a execução das soldas.
Após a determinação dos parâmetros de pulso no modo corrente pulsada, os
pacotes operacionais foram testados e avaliados quanto à estabilidade de arco
quando do uso de argônio e C25 como gás de proteção, em três valores de
velocidade de alimentação de arame (6, 8 e 10 m/min).
As Figuras 32 e 33 mostram os oscilogramas de tensão registrados para o
modo pulsado utilizando argônio como gás de proteção e para as velocidades de
alimentação de arame de 10 e 8 m/min, respectivamente. Estes oscilogramas
indicam que houve satisfatória estabilidade de arco, justificada pela maior freqüência
de uma gota em destacamento por pulso indicado pelos picos de tensão, como
evidenciado na Figura 32. Além disso, a estabilidade do arco pode ser confirmada
pelo bom aspecto superficial dos corpos de prova, evidenciado pela ausência de
83
salpicos nas laterais dos cordões de solda. A situação mais crítica foi constatada
para a velocidade de alimentação de arame de 6 m/min. Para esta condição pode
ser observado no oscilograma de tensão apresentado na Figura 34, que houveram
indicativos de dois destacamentos por pulso, além disso, a amplitude de alguns
picos de tensão ocorridos durante os períodos de base, sugere também ocorrências
de destacamento de gota neste patamar. Entretanto, quando foi analisado o aspecto
superficial dos corpos de prova soldados nesta situação, observou-se uma baixa
ocorrência de salpicos finos. Este fato sugere que os indicativos de dois
destacamentos por pulso observados na Figura 34, acompanhados de estabilidade
no arco voltaico e da baixa salpicagem, podem estar se contrapondo frontalmente a
premissa do uso da corrente controlada em operações de soldagem, ou seja, da
estabilidade do arco e da qualidade da solda estarem vinculadas a apenas um
destacamento por pulso.
0 10 20 30 40
20
30
40
50
Pico indicando destacamento da gota.
Tens
ão (V
)
Tempo (ms)
Va=10m/min; Ar; Pul
Figura 32 - Oscilograma de tensão para Va=10m/min. Gás argônio e modo
pulsado.
84
0 10 20 30 40 50
20
30
40
Tens
ão (V
)
Tempo (ms)
Va=8m/min; Ar; Pul
Figura 33 - Oscilograma de tensão para Va=8m/min. Gás argônio e modo
pulsado.
0 10 20 30 40 50
20
30
40
50
Dois picos indicando duplo destacamento.
Tens
ão (V
)
Tempo (ms)
Va=6 m/min; Ar; Pul
Figura 34 - Oscilograma de tensão para Va=6m/min. Gás argônio e modo
pulsado.
As Figuras 35, 36 e 37 mostram os oscilogramas de tensão para as
velocidades de alimentação de arame de 6, 8 e 10 m/min, respectivamente,
utilizando como gás de proteção o C25 e operando no modo pulsado. Estes
oscilogramas apresentam um aspecto geral melhor do que os verificados nas
Figuras 32, 33 e 34, quando argônio puro foi utilizado como gás de proteção. No
entanto, esta aparente melhoria limitou-se à estabilidade durante o destacamento da
85
gota, decorrente de parâmetros de pulsação mais adequados. Contudo, ao
verificarmos o aspecto superficial dos cordões de solda, constatou-se a presença de
salpicos em todos os corpos de prova. Isto pode ser atribuído à natureza do gás de
proteção (C25), que possui em sua composição, a presença de CO2 em teor de
25%, que é um gás ativo e reage com a poça de fusão causando micro-explosões
no interior do arco, justificando a geração de salpicos.
0 10 20 30 40 520
25
30
35
40
45
50
0
Tens
ão (V
)
Tempo (ms)
Va=6 m/min; C25; Pul
Figura 35 - Oscilograma de tensão para Va=6m/min. Gás C25 e modo
pulsado.
0 10 20 30 40 5
25
30
35
40
45
50
0
Tens
ão (V
)
Tempo (ms)
Va=8 m/min; C25; Pul
86
Figura 36 - Oscilograma de tensão para Va=8m/min. Gás C25 e modo
pulsado.
10 20 30 40 5015
20
25
30
35
40
45Te
nsão
(V)
Tempo (ms)
Va=10 m/min; C25; Pul
Figura 37 - Oscilograma de tensão para Va=10 m/min. Gás C25 e modo
pulsado.
Para as soldas realizadas no modo convencional, os oscilogramas de tensão
também foram registrados e plotados, conforme mostram as Figuras 38, 39 e 40
para o argônio puro como gás de proteção, e as Figuras 41, 42 e 43 para o gás C25.
A Figura 38 que representa o oscilograma de tensão para velocidade de
alimentação de arame de 6 m/min no modo convencional, mostra a situação mais
crítica deste modo de soldagem. Apenas nesta situação se observou eventuais
curtos-circuitos e instabilidades que podem ter sido provocados pela metodologia de
utilizar parâmetros que proporcionassem energia de arco com o valor o mais
próximo possível do conferido pelo modo pulsado. Nesta condição, a metodologia de
ajuste gerou valores de energia insuficientes para o alcance da transferência
metálica completamente globular ou spray. Além disso, quando comparado com o
oscilograma de tensão apresentado na Figura 41, referente ao cordão de solda
executado com C25 como gás de proteção e com a mesma velocidade de
alimentação de arame (6 m/min), nota-se que o oscilograma da Figura 38 continua
com nível de instabilidade inferior. Isto pode ser explicado pelo fato de o arame
composto (AWS E80C-G) utilizado neste trabalho, comportar-se como um arame
87
maciço de soldagem MIG (Metal Inert Gás) e como tal, para soldagem de aços,
necessita do uso de gás de proteção com a adição de elementos oxidantes (O2 ou
CO2) na sua composição, para intensificar a ionização e melhorar a estabilidade do
arco (MACHADO, 1996). Esta dependência da estabilidade do arco ao gás oxidante
deve ser mais crítica em baixos valores de energia, pois para os valores mais altos
experimentados neste trabalho, este fato não foi observado.
Todos os outros oscilogramas para o modo convencional apresentam
indicativos de que a transferência metálica ocorreu no modo globular ou spray, além
da ausência de instabilidades causadas por eventuais curtos-circuitos.
O modo de transferência metálica em soldagem a arco voltaico, segundo os
estudos de Wang, Liu e Jones (1995), pode ser associado aos oscilogramas de
tensão, conforme citado no capítulo revisão bibliográfica deste trabalho, esses
autores propuseram que a transferência em curto-circuito ocorre quando a amplitude
dos valores das diferenças entre os picos e os vales de tensão (ΔU) são maiores que
10 Volts.
Embora os oscilogramas de tensão sugiram razoável estabilidade na
transferência metálica no modo convencional com o gás de proteção C25, ao serem
analisados os aspectos superficiai, verificou-se a presença de salpicos em todos os
cordões de solda, em alguns com nível bastante elevado.
0 250 500 750 1000
5
10
15
20
25
30
35
40
Tens
ão (V
)
Tempo (ms)
Va=6 m/min; Ar; Conv
Figura 38 - Oscilograma de tensão para Va=6m/min. Gás argônio e modo
convencional.
88
0 250 500 750 1000
5
10
15
20
25
30
35
40
45
Tens
ão (V
)
Tempo (ms)
Va=8 m/min; Ar; Conv
Figura 39 - Oscilograma de tensão para Va=8m/min. Gás argônio e modo
convencional.
0 250 500 750 1000
5
10
15
20
25
30
35
40
45
Tens
ão (V
)
Tempo (ms)
Va=10 m/min; Ar; Conv
Figura 40 - Oscilograma de tensão para Va=10m/min. Gás argônio e modo
convencional.
89
0 250 500 750 1000
5
10
15
20
25
30
35
40
45
Tens
ão (V
)
Tempo (ms)
Va= 6 m/min; C25; Conv
Figura 41 - Oscilograma de tensão para Va=6m/min. Gás C25 e modo
convencional.
0 250 500 750 1000
5
10
15
20
25
30
35
40
45
Tens
ão (V
)
Tempo (ms)
Va= 8 m/min; C25; Conv
Figura 42 - Oscilograma de tensão para Va= 8m/min. Gás C25 e modo
convencional.
90
0 250 500 750 1000
5
10
15
20
25
30
35
40
45
Tens
ão (V
)
Tempo (ms)
Va= 10 m/min; C25; Conv
Figura 43 - Oscilograma de tensão para Va= 10m/min. Gás C25 e modo
convencional.
4.2 - RESULTADOS CARACTERÍSTICAS GEOMÉTRICAS
Os processos de soldagem MIG e Arame Tubular vêm experimentando
atualmente grande ascensão no ambiente industrial, decorrente da alta
produtividade e qualidade dos cordões de solda conferidos por estes processos,
além da facilidade de automatização e possibilidade de utilização do modo pulsado.
A soldagem automatizada possibilita que vários ajustes sejam pré-fixados, tais
como, parâmetros de soldagem (velocidade de soldagem, tensão de arco,
velocidade de alimentação de arame, etc.), local exato para início e fim de solda e
manutenção da mesma seqüência de soldagem que influencia na distribuição de
carga térmica da peça evitando empenamentos (RIBEIRO e COSTA, 2001).
A pré-determinação de parâmetros de influência pode ser benéfica à previsão,
com razoável aproximação, da geometria mais adequada ao cordão de solda,
conferindo reprodutibilidade ao processo produtivo, para uma aplicação específica.
Contudo, em soldagem a arco voltaico geralmente os experimentos são conduzidos
variando-se os parâmetros de processo, um de cada vez, até que as características
da geometria do cordão de solda desejadas sejam obtidas.
Na prática industrial, devido a diversos fatores como custo de material,
produtividade da mão-de-obra e capacidade de utilização das máquinas, ou a
91
necessidade de cumprir prazos de entrega, nem sempre a realização desses
experimentos são viáveis. Conseqüentemente, os processos de soldagem raramente
operam em suas condições ótimas (MARINHO et al , 2001).
Neste contexto, ferramentas estatísticas vêm sendo utilizadas na tentativa de
elucidar certas particularidades deste tipo de processo de fabricação de modo a
propiciar sua melhor utilização, em função da manipulação das variáveis envolvidas.
Dentre estas ferramentas, o Planejamento de Experimentos tem se destacado, em
muito, das demais, por permitir a redução substancial de tempo e custos financeiros,
fatores decisivos em época de acirrada competição (MARINHO et al, 2001; RIBEIRO
e COSTA, 2001).
Nesta etapa do trabalho foram analisados os efeitos dos fatores energia,
processo e tipo de gás, sobre as características geométricas do cordão de solda
(largura, penetração e reforço). Para isso, foi utilizado um planejamento estatístico,
ou seja, o planejamento fatorial com réplicas e execução aleatória dos experimentos,
obtendo-se então 24 corpos de prova.
Os resultados médios de largura, penetração e reforço para os fatores em
estudo estão apresentados na Tabela 14. A Tabela 15 mostra o resultado da análise
de variância, ANOVA, para um nível de significância, α= 5%, para os fatores
selecionados para análise e suas combinações possíveis.
92
Tabela 14 - Valores médios dos parâmetros geométricos
Energia (kJ/cm)
Processo Tipo de Gás b (mm) P (mm) r (mm)
Argônio 9,95 1,51 3,43 Pulsado
C25 11,29 0,84 2,75
Argônio 9,72 2,02 3,60
15
Convencional C25 12,29 1,84 2,87
Argônio 13,97 1,51 3,58 Pulsado
C25 14,67 1,92 2,98
Argônio 13,61 1,43 3,49
18 Convencional
C25 14,74 2,11 3,02
Argônio 15,02 2,42 3,6 Pulsado
C25 16,96 1,99 3,97
Argônio 16,45 1,61 3,65
20 Convencional
C25 17,08 2,12 3,75
Tabela 15 – Análise de Variância (ANOVA) para Características Geométricas.
α (%)
CARACTERÍSTICAS GEOMÉTRICAS
FATOR LARGURA (l) PENETRAÇÃO (p) REFORÇO (r)
1 – PROCESSO 35,9 38,8 74,8
2 – ENERGIA 0,0 2,3 0,1
3 – GÁS 0,2 51,3 0,2
Interação – 1 x 2 58,5 3,4 44,5
Interação – 1 x 3 86,9 3,5 58,7
Interação – 2 x 3 50,3 6,7 0,2
Interação – 1 x 2 x 3 36,2 60,5 67,1
Os dados apresentados na Tabela 15 indicam que, estatisticamente, apenas
os fatores energia do arco e tipo de gás de proteção exerceram efeito significativo
(α<5%), sobre a largura do cordão de solda. Conforme pode ser visualizado no
gráfico da Figura 44, a largura do cordão de solda tende a aumentar com o aumento
93
da energia do arco. Situação parecida pode ser constatada quanto ao fator tipo de
gás de proteção. Valores mais elevados da largura de solda são obtidos com a
utilização da mistura C25 em relação ao argônio puro.
Estes resultados indicam a possibilidade de utilizar com vantagens a condição
de maior energia de arco com o gás de proteção C25, na qual possibilita maior valor
de largura do cordão de solda. Isto pode favorecer a relação custo benefício em
aplicações como, soldagem de revestimento, onde a largura de cordão tem
importância preponderante em relação aos demais parâmetros geométricos.
PROCESSO PULSADOPROCESSO CONVENCI
ARGAS
LAR
GU
RA
(mm
)
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
ENERGIA15
1820
C25GAS
ENERGIA15
1820
Figura 44 – Influência da energia do arco (kJ/cm) sobre a largura do cordão
de solda, para dois níveis de gás de proteção e dois níveis de processo de
soldagem.
Os resultados apresentados na Tabela 15 indicam a energia de soldagem
como o único fator que, estatisticamente, exerceu influência sobre a penetração do
cordão de solda. Além disso, a penetração foi afetada pelas interações entre os
fatores processo de soldagem com energia do arco, e processo de soldagem com
tipo de gás de proteção. Os menores valores de penetração do cordão de solda são
obtidos no modo pulsado, conforme pode ser observado na Tabela 14 e no gráfico
da Figura 45, quando a mistura gasosa C25 é utilizada. Ainda nesta condição o
94
aumento da energia de soldagem aumenta significativamente o valor de penetração
do cordão de solda. Estas condições são as mais favoráveis a aplicações onde se
deseja uma redução de custos e baixa penetração. Neste último, o caso da
soldagem de chapas finas, evitando que sofram penetração total e venham a furar
ou sofrer gotejamentos. Outra aplicação seria em soldagens de revestimento, onde
também se deseja baixa penetração dos cordões de solda.
Os menores valores de penetração do cordão de solda, obtidos quando da
utilização em corrente pulsada, pode ser justificado pelos níveis mais baixos de
corrente média fornecidos por este processo, o que favorece sua aplicação em
soldagem fora de posição e em chapas finas. No entanto, este fato só foi confirmado
nas soldas realizadas com a proteção da mistura gasosa C25.
PROCESSO PULSADOPROCESSO CONVENCI
ARGAS
PE
NE
TRA
ÇÃ
O (m
m)
0.6
0.8
1
1.2
1.4
1.6
1.8
2
2.2
2.4
2.6
ENERGIA15
1820
C25GAS
ENERGIA15
1820
Figura 45 – Influência da energia do arco (kJ/cm) sobre a penetração do
cordão de solda.
As informações apresentadas na Tabela 15 indicam que o reforço do cordão
de solda foi afetado significativamente pela energia do arco, pelo tipo de gás de
proteção e pela interação entre esses dois fatores. O processo de soldagem não
exerceu, estatisticamente, influência significativa sobre o reforço do cordão de solda.
95
Através da Figura 46 pode-se verificar que nas soldas realizadas com a
mistura gasosa C25, o reforço do cordão aumentou significativamente com o
aumento da energia do arco. Além disso, percebe-se que os valores mais elevados
de reforço das soldas realizadas com a mistura C25, no nível mais alto do aporte
térmico, se mantêm equivalentes aos valores deste parâmetro geométrico obtidos na
soldagem com proteção de Argônio, para todos os níveis de energia.
PROCESSO PULSADOPROCESSO CONVENCI
ARGAS
RE
FOR
ÇO
(mm
)
2.6
2.8
3
3.2
3.4
3.6
3.8
4
4.2
ENERGIA15
1820
C25GAS
ENERGIA15
1820
Figura 46 – Influência da energia do arco (kJ/cm) sobre o reforço do cordão
de solda.
4.3 – RESULTADOS CARACTERÍSTICAS ECONÔMICAS
Nesta seção são apresentados os resultados da análise das características
econômicas para as condições estabelecidas neste trabalho. A Tabela 16 mostra os
valores médios de taxa de fusão (TF), taxa de deposição (TD) e do rendimento (R)
para os experimentos realizados nos processos convencional e pulsado, com
proteção de Argônio puro e da mistura C25, e em três níveis de energia do arco. Já
96
a Tabela 17 apresenta os dados de análise de variância, ANOVA, para o nível de
significância, α= 5%.
Tabela 16 - Valores médios dos Parâmetros Econômicos.
Energia (kJ/cm) Processo Tipo de Gás TF (kg/h) TD (kg/h) REND (%)
Argônio 0,234 0,220 94,0 Pulsado
C25 0,233 0,193 82,8
Argônio 0,236 0,218 92,4
15
Convencional
C25 0,233 0,194 83,6
Argônio 0,311 0,293 94,2 Pulsado
C25 0,312 0,273 87,4
Argônio 0,312 0,295 94,6
18 Convencional
C25 0,313 0,267 85,3
Argônio 0,390 0,367 94,2 Pulsado
C25 0,390 0,355 91,1
Argônio 0,390 0,369 94,6
20 Convencional
C25 0,392 0,353 90,2
Tabela 17 – Análise de Variância (ANOVA) para Características Econômicas.
α (%)
CARACTERÍSTICAS ECONÔMICAS
FATORES TF TD R
1 – Processo 17,62 56,85 16,95
2 – Energia 0,00 0,00 0,00
3 – Gás 97,61 0,00 0,00
Interação – 1 x 2 94,96 74,49 77,56
Interação – 1 x 3 84,87 25,55 54,37
Interação – 2 x 3 20,27 0,26 0,003
Interação – 1 x 2 x 3 50,48 18,99 4,09
97
A Tabela 16 mostra que o menor valor de rendimento médio obtido (82,8%)
foi para as soldas realizadas com a mistura gasosa C25, energia de arco de 15kJ/cm
no processo convencional de soldagem. Já os maiores valores de rendimento médio
(92 – 94%) foram observados para as soldas que utilizaram argônio puro soldando
no modo pulsado, independente da energia de soldagem.
A Tabela 17 indica que a energia de soldagem foi o único fator que afetou a
taxa de fusão. Esta situação pode ser melhor visualizada através da Figura 47, onde
se percebe que a taxa de fusão cresceu substancialmente à medida que se
aumentou os valores de energia do arco. Enquanto isso, as curvas que representam
os outros fatores mantêm-se praticamente sobrepostas, indicando a ausência de
efeito estatístico sobre a taxa de fusão do arame eletrodo.
PROCESSO PULSADOPROCESSO CONVENCIONAL
ARGAS
TAX
A F
US
ÃO
(kg/
h)
0.2
0.22
0.24
0.26
0.28
0.3
0.32
0.34
0.36
0.38
0.4
0.42
ENERGIA15
1820
C25GAS
ENERGIA15
1820
Figura 47 – Influência da energia do arco (kJ/cm) sobre a taxa de fusão.
A taxa de deposição sofreu efeito significativo da energia do arco e do tipo de
gás de proteção, conforme apresentado na Tabela 17, pois os níveis de significância
(α) foram menores que 5%. Além de estes fatores isolados exercerem influência
sobre a taxa de deposição, a interação entre eles possui efeito similar.
98
Estes efeitos podem ser corroborados através do gráfico da Figura 48, onde
se percebe que quando crescem os valores de energia de arco, a taxa de deposição
aumenta sobremaneira. Além disso, melhores resultados de taxa de deposição são
alcançados quando o argônio puro é utilizado como gás de proteção. Por se tratar
de uma mistura com gás ativo, o CO2 reage com a poça de fusão, gerando micro-
explosões no interior do arco voltaico, provocando então salpicos e,
conseqüentemente, redução na taxa de deposição.
Quanto ao tipo de processo utilizado, pulsado ou convencional, a Figura 48
mostra que os resultados de taxa de deposição são equivalentes tanto quando da
utilização do gás C25 quanto do argônio puro. Isto pode ser verificado pela
sobreposição das curvas representativas do modo pulsado e do convencional.
A pequena diferença dos valores de taxa de deposição resultantes entre os
processos convencional e pulsado, pode ser atribuída ao fato dos níveis de energia
experimentados pelas soldas realizadas no modo convencional permitirem um modo
de transferência metálica do tipo spray, que possui como característica, um arco
suave e com transferência metálica mais estável com poucas perturbações, sendo
estas condições bem próximas às observadas no processo pulsado.
PROCESSO PULSADOPROCESSO CONVENCIONAL
ARGAS
TAX
A D
EP
OS
IÇÃ
O (k
g/h)
0.15
0.175
0.2
0.225
0.25
0.275
0.3
0.325
0.35
0.375
0.4
ENERGIA15
1820
C25GAS
ENERGIA15
1820
Figura 48 – Influência da energia do arco ( kJ/cm) sobre a taxa de deposição.
99
A variável rendimento foi afetada significativamente pela energia do arco, tipo
de gás de proteção e pela interação destes fatores, como pode ser constatado na
Tabela 17 onde, para estes fatores, o nível de significância (α) revelou-se inferior a
5%.
O tipo de processo (convencional ou pulsado) não exerceu influência sobre a
variável rendimento quando analisado isoladamente, no entanto, este fator
desempenha efeito significativo, quando analisada a sua interação com os outros
dois fatores.
A figura 49 mostra que os maiores valores de rendimento foram alcançados
com o gás argônio puro e que para a mistura gasosa C25, há tendência do
rendimento aumentar, à medida que se eleva os valores de energia do arco.
O gás argônio conferiu maiores resultados de rendimento do que com o gás
C25, devido a presença de CO2 na composição do gás C25 que causou mais baixas
taxas de deposição, como discutido anteriormente, e conseqüentemente perda de
rendimento.
Com base nos resultados expostos, podemos concluir que a pouca diferença
de rendimento entre os processos, convencional e pulsado, sugere que há mais
vantagens econômicas na utilização do processo convencional. Já que, no processo
pulsado os ganhos em rendimento não compensariam os investimentos adicionais
em mão-de-obra especializada, equipamentos, manutenção, etc, necessários a este
processo.
100
PROCESSO PULSADOPROCESSO CONVENCIONAL
ARGAS
RE
ND
IME
NTO
(%)
80
82
84
86
88
90
92
94
96
ENERGIA15
1820
C25GAS
ENERGIA15
1820
Figura 49 – Influência da energia do arco (kJ/cm) sobre o rendimento.
4.4 – RESULTADOS DA ANÁLISE METALOGRÁFICA
4.4.1 – Macrografia As Figuras 50, 51, 52 e 53 ilustram o aspecto macrográfico da seção
transversal das juntas soldadas. Através da análise das macrografias apresentadas
podemos perceber que não houve diferenças significativas no percentual de região
de grãos colunares e de grãos refinados gerados pelos múltiplos passes que
preencheram as juntas. Esta situação pode ser atribuída ao fato das juntas terem
sido soldadas com o mesmo número de passes e com a mesma energia de
soldagem ocasionando ciclos térmicos experimentados pelos corpos de prova
bastante aproximados.
Nas Figuras 51, 52 e 53 pode-se perceber a ocorrência de falta de penetração
do passe de raiz, causada por uma falha operacional durante a execução do passe
de reverso, ou seja, no posicionamento do arame eletrodo (arco voltaico) e à falta de
habilidade do operador na operação de goivagem.
101
Não foi constatada incidência de porosidades no metal de solda e nem de
inclusão de escória. Este último defeito se configura como uma das principais
vantagens do arame composto em relação aos arames tubulares convencionais,
principalmente em soldas em múltiplos passes, pois a pouca ou nenhuma geração
de escória dos arames compostos permite a ação de limpeza entre passes de menor
intensidade do que com arames convencionais.
Figura 50 – Macrografia da junta soldada com o gás argônio puro e no modo
pulsado.
102
Figura 51 – Macrografia da junta soldada com gás C25 e no modo pulsado.
Figura 52 – Macrografia da junta soldada com gás argônio puro e no modo
convencional.
103
Figura 53 – Macrografia da junta soldada com gás C25 e no modo
convencional.
4.4.2 – Micrografia
As Figuras 54 a 61 representam as micrografias dos corpos de prova nas
regiões de grãos colunares e de grãos reaquecidos ou refinados do metal de solda.
A análise realizada nessas regiões através das micrografias limita-se à identificação
qualitativa dos microconstituintes que formam o metal de solda, para os dois tipos de
processos utilizados, pulsado e convencional, e para os dois tipos de gás de
proteção, argônio puro e C25 (75%Ar-25%CO2).
A Figura 54 apresenta a microestrutura da região colunar do corpo de prova
soldado pelo processo pulsado com argônio puro. Nesta Figura pode-se verificar a
presença dos microconstituintes ferrita acicular (AF), que possui uma morfologia
emaranhada em grãos se entrecruzando, além da presença de ferrita com segunda
fase (FS).
A Figura 55 representa o mesmo corpo de prova, no entanto, as micrografias
foram geradas a partir da região de grãos refinados. Nesta Figura podemos observar
que também houve a presença da ferrita acicular (AF), mas surgiram além da AF, os
104
microconstituintes ferrita primária (PF) e ferrita com segunda fase alinhada FS(A).
Esta última também é uma ferrita com segunda fase, mas neste caso está evidente o
paralelismo entre as ripas de ferrita e com razão de aspecto maior que 4:1 (largura
da ripa no mínimo quatro vezes maior que a espessura) o que caracteriza a ferrita
com segunda fase alinhada.
FS
AF
AF
(a) (b)
Figura 54 – Micrografia da região colunar do CP soldado com gás Argônio e
modo pulsado. (a) aumento de 1000X e (b) 500X.
PF
FS(A)
AF
(a) (b)
Figura 55 – Micrografia da região refinada do CP soldado com gás Argônio e
modo pulsado. (a) aumento de 1000X e (b) 500X.
A Figura 56 apresenta a microestrutura da região colunar do corpo de prova
soldado pelo processo pulsado com a mistura C25 como gás de proteção. Nesta
105
Figura pode-se verificar a presença dos microconstituintes ferrita acicular (AF) da
ferrita com segunda fase (FS). As micrografias da Figura 60 representam o mesmo
corpo de prova da Figura 56, mas agora, as micrografias ilustram a região de grãos
refinados do metal de solda. Neste caso, podemos observar que também houve a
presença da ferrita acicular (AF), mas surgiram além da AF, os microconstituintes
ferrita primária (PF) e ferrita com segunda fase alinhada FS(A).
FS
AF
(a) (b)
Figura 56 – Micrografia da região colunar do CP soldado com gás C25 e
modo pulsado. (a) aumento de 1000X e (b) 500X.
(a) (b)
AF
PF
FS(A)
Figura 57 – Micrografia da região refinada do CP soldado com gás C25 e
modo pulsado. (a) aumento de 1000X e (b) 500X.
106
A micrografia da Figura 58 representa a região de grãos colunares do corpo
de prova soldado pelo processo convencional com argônio puro como gás de
proteção. Na Figura 61(a), referente ao aumento de 1000X, podemos verificar a
presença dos microconstituintes ferrita acicular (AF), ferrita com segunda fase (FS) e
ferrita primária (PF) podendo também ser classificada como ferrita poligonal
intragranular PF(I), que também é ferrita primária, mas é caracterizada por grãos de
ferrita normalmente poligonais.
AF FS
PF
(a) (b)
Figura 58 – Micrografia da região colunar do CP soldado com gás Argônio e
modo convencional. (a) aumento de 1000X e (b) 500X.
A Figura 59 é uma micrografia proveniente da mesma junta da qual foi obtida
a imagem da Figura 58 que, no entanto, foi gerada em uma região de grãos
refinados. Na Figura 59(a), fica clara a incidência de ferrita primária (PF) com
aspecto típico do tipo poligonal, além da presença de ferrita acicular (AF).
107
PF
PF
AF
AF
(a) (b)
Figura 59 – Micrografia da região refinada do CP soldado com gás Argônio e
modo convencional. (a) aumento de 1000X e (b) 500X.
A Figura 60 é correspondente às juntas soldadas pelo processo convencional
com gás de proteção C25. Esta microestrutura representa a região de grãos
colunares e é formada por microconstituintes do tipo ferrita acicular (AF) e ferrita
com segunda fase, aparentemente do tipo alinhada.
FS
AF
(a) (b)
Figura 60 – Micrografia da região colunar do CP soldado com gás C25 e
modo convencional. (a) aumento de 1000X e (b) 500X.
A Figura 61 também é representativa da junta soldada com o gás de proteção
C25 e no modo convencional, mas esta foi gerada na região refinada do metal de
108
solda. Nesta micrografia, é evidente a presença de ferrita com segunda fase
alinhada FS(A), devido a característica deste microconstituinte que é o paralelismo
entre as ripas de ferrita e com razão de aspecto maior que 4:1. Além desta, também
é verificada a presença de ferrita acicular (AF) e de ferrita primária aparentemente
do tipo poligonal.
PF PF
AF
FS(A) FS(A)
(a) (b)
Figura 61 – Micrografia da região refinada do CP soldado com gás C25 e
modo convencional. (a) aumento de 1000X e (b) 500X.
De um modo geral todas as micrografias dos corpos de prova apresentaram
semelhança quanto aos microconstituintes presentes tanto na região colunar quanto
na região refinada do metal de solda. Como o aspecto microestrutural de um metal
de solda é fortemente dependente da composição química e do ciclo térmico que o
metal experimenta, a constatação da aparente similitude dos microconstituintes
presentes nas várias micrografias pode ser atribuída ao fato das juntas soldadas
terem sido preenchidas com o mesmo número de passes e com praticamente a
mesma energia de soldagem e, conseqüentemente, com ciclos térmicos bem
próximos, além do fato de ter sido utilizado um único tipo de arame para a deposição
do metal de solda (AWS E80C-G), o que sugere a homogeneidade da composição
química.
A ferrita acicular (AF) que é vista como a microestrutura mais desejável para
cordões de solda, em virtude dos valores elevados de resistência mecânica e
tenacidade que possui, obteve formação comum em todas as micrografias
109
analisadas. Este fato pode ser justificado pela presença de elementos
estabilizadores e formadores de ferrita acicular, como o Mn, presente no material de
base e Mn e Ni presentes no material de solda, consoante informações fornecidas
pelos fabricantes do arame e do metal base.
Além da Ferrita Acicular (AF), o microconstituinte mais freqüente nas
micrografias foi a Ferrita com Segunda Fase Alinhada FS(A) que em algumas
condições figurou como elemento predominante (como na micrografia da figura 64).
Sua formação mais comum foi nas regiões de grãos reaquecidos ou refinados.
4.5 - RESULTADOS DO ENSAIO DE IMPACTO (CHARPY).
A Tabela 18 apresenta os resultados médios do ensaio de impacto Charpy V,
realizado variando-se a temperatura de ensaio em três níveis, o processo de
soldagem (convencional e pulsado) e o tipo de gás de proteção (argônio puro e
C25). Nesta tabela pode-se constatar que não houve diferença substancial entre os
resultados obtidos, a partir dos fatores estudados, com exceção do fator temperatura
que já era esperado. O maior resultado de energia absorvida foi de 103J para os
corpos de prova soldados no modo pulsado, com a mistura C25 na temperatura de
40ºC.
No gráfico da Figura 62 pode ser melhor visualizado o comportamento da
tenacidade do metal de solda em função dos fatores analisados. Embora nas curvas
referentes ao Argônio puro ocorra uma tendência a resultados ligeiramente melhores
no modo convencional, estatisticamente esta melhoria não foi em proporções
significativas para se afirmar genericamente que a tenacidade em soldas realizadas
com argônio e no modo convencional seja superior às executadas com o mesmo
gás, mas no modo pulsado. Além disso, nas curvas referentes à mistura C25, nota-
se um comportamento misto para o fator processo de soldagem, pois o resultado em
baixa temperatura no modo pulsado foi inferior ao resultado do modo convencional,
entretanto, verifica-se que o aumento da temperatura gera resultados para o modo
pulsado que superam ligeiramente os resultados obtidos no modo convencional.
A Tabela 19 apresenta os resultados de análise de variância (ANOVA) que
corroboram o que foi exposto no parágrafo anterior. Nesta Tabela verifica-se que o
único fator que afeta significativamente a resistência ao impacto é a temperatura,
110
nem mesmo a interação deste fator com os outros apresentaram efeitos
significativos sobre os resultados dos ensaios.
Segundo ZEEMANN et al (1992), a resistência mecânica e a tenacidade do
metal de solda são influenciadas pela composição química e pelo ciclo térmico que o
material experimenta, haja vista, que estes fatores tem efeito sobre os constituintes
microestruturais existentes no metal de solda. Consoante ao exposto, podemos
elucidar os resultados obtidos para o ensaio de impacto, pois em relação à
composição química do metal de solda não houveram diferenças substanciais entre
as amostras, já que se tratavam do mesmo metal base (aço SAC-350) e do mesmo
arame consumível (AWS E80C-G). A única diferença foi no gás de proteção onde
foram utilizados dois tipos, argônio puro e o C25 (75%Ar – 25%CO2). Quanto ao
ciclo térmico empregado, procuramos mantê-lo o mais constante possível, através
do preenchimento das juntas com o mesmo número de passes e com a mesma
energia de soldagem em cada um, para garantir a análise apenas do processo
utilizado (pulsado ou convencional). Além disso, os corpos de prova foram retirados
de uma região próxima à face da junta, sendo formado então principalmente pela
região do último passe (região de grãos colunares) e pequena parte da região
reaquecida (grãos refinados), já que essa região é a menos afetada pela história do
ciclo térmico experimentado pela junta.
Portanto, como as condições de composição química e de ciclo térmico foram
praticamente constantes para todas as amostras, os constituintes microestruturais
presentes, foram basicamente os mesmos, apesar de que, em teores aparentemente
diferentes, contudo não foram de influência significativa nos resultados de
tenacidade do metal de solda. Os constituintes mais freqüentes foram a ferrita
acicular, ferrita primária e ferrita com segunda fase, como foi discutido no item: 4.4.2
– Micrografia, deste trabalho.
111
Tabela 18 – Resultados médios do ensaio de impacto Charpy V, em diferentes
níveis de temperatura. Valores em Joule (J).
Resistência ao impacto, Charpy V (J) PROCESSO GÁS
0ºC 20ºC 40ºC
PULSADO ARGÔNIO 15,8 52,5 89,0
CONVENCIONAL ARGÔNIO 16,2 63,3 92,5
PULSADO C25 15,0 63,1 103,0
CONVENCIONAL C25 20,0 60,0 93,5
Tabela 19 – Resultados de análise de variância (ANOVA), para os ensaios de
impacto Charpy V.
FATOR
Nível de Significância
α (%)
1 – TEMPERATURA 0,00
2 – PROCESSO 77,13
3 – GÁS 31,02
Interação – 1 x 2 75,09
Interação – 1 x 3 82,59
Interação – 2 x 3 36,95
Interação – 1 x 2 x 3 60,24
112
PROCESSO PULSADOPROCESSO CONVENCIONAL
ARGGAS
EN
ER
G A
BS
OR
V (J
)
0
20
40
60
80
100
120
T (ºC) 0 20 40
C25GAS
T (ºC) 0 20 40
Figura 62 – Energia absorvida em função da temperatura, para dois níveis de
gás de proteção e dois níveis de processo de soldagem.
4.6 - RESULTADOS DO ENSAIO DE DUREZA
Os resultados médios para o ensaio de dureza (HRc) estão apresentados na
Tabela 20. Nesta Tabela podemos observar que os menores valores de dureza
encontram-se a 12mm distante do centro do cordão de solda. Este ponto representa
a região do metal de base que não foi afetada pelo calor. A Tabela 21 apresenta os
resultados de análise de variância (ANOVA) para um nível de significância, α= 5%.
Na Tabela 21 verificamos que a dureza foi significativamente afetada pelo
processo de soldagem (Convencional ou Pulsado) e pela distância do centro do
cordão de solda (que representa as regiões dos pontos de medida na junta).
113
Tabela 20 – Resultados médios do ensaio de dureza (HRc) em diferentes
distâncias do centro do cordão de solda.
DISTÂNCIA DO CENTRO DO CORDÃO (mm) PROCESSO GÁS
0 3 6 9 12
PULSADO ARGÔNIO 34,5 37,8 38,8 38,8 32,6
CONVENCIONAL ARGÔNIO 36,3 37,8 38,4 38,2 31,9
PULSADO C25 37,0 40,5 41,2 39,2 32,4
CONVENCIONAL C25 31,0 40,9 39,1 35,0 33,3
Tabela 21 – Resultados de análise de variância (ANOVA), para os ensaios de
dureza.
FATOR α (%)
1 – PROCESSO 0,96090
2 – GÁS 19,6042
3 – DISTÂNCIA 0,00000
Interação – 1 x 2 0,44320
Interação – 1 x 3 9,07650
Interação – 2 x 3 0,50140
Interação – 1 x 2 x 3 0,88190
A Figura 63 apresenta o resultado de dureza em várias distâncias do centro
do cordão de solda, para dois níveis de gás de proteção e dois níveis de processo
de soldagem. Pela disposição das curvas e pelos resultados médios de dureza
mostrados na Tabela 20, pode-se perceber que há uma tendência dos resultados
serem em valores menores no centro do cordão, depois experimentam um aumento
de dureza à medida que os pontos de ensaio se afastam do centro e logo em
seguida ocorre novamente uma redução brusca de valor nos pontos mais afastados
da linha de centro do cordão de solda. Este comportamento pode ser explicado pelo
fato do primeiro ponto de ensaio (centro do cordão), estar posicionado na região de
grãos colunares (região de grãos grosseiros) do último passe. Devido à geometria
parabólica da raiz do último passe, os pontos de impressão subseqüentes foram
114
posicionados na região de grãos re-aquecidos ou recristalizados (região de grãos
finos) que pelo seu aspecto granulométrico, possui níveis de dureza superiores. Já
os pontos mais distantes (12 mm) do centro do cordão de solda, encontravam-se na
região do metal base que geralmente apresentam propriedades mecânicas inferiores
às do metal de solda. O posicionamento dos pontos de impressão ensaiados pode
ser mais bem visualizado através do esquema representado na macrografia da
figura 64 que também apresenta as regiões de grãos colunares e refinados
O fator processo de soldagem (pulsado ou convencional) apresentou efeito
significativo sobre os resultados de ensaio de dureza. Isto pode ser justificado pelo
fato do processo em corrente pulsada ter apresentado transferência metálica mais
regular e em menores tamanhos de gota, que propiciam maior refino de grão e
conseqüentemente maiores valores de dureza do metal de solda. Além disso, os
microconstituintes, como a ferrita acicular, presentes nas regiões de ensaio para o
modo pulsado podem ter exercido efeito sobre os resultados de dureza do metal de
solda no sentido de aumenta-los.
PROCESSO PULSADOPROCESSO CONVENCIONAL
ARGGAS
DU
RE
ZA H
RC
28
30
32
34
36
38
40
42
44
DIS 0 3 6 9 12
C25GAS
DIS 0 3 6 9 12
Figura 63 – Resultado de dureza em várias distâncias do centro do cordão de
solda, para dois níveis de gás de proteção e dois níveis de processo de soldagem.
115
Grãos colunares
Grãos refinados
Ponto de medição
Metal base
Figura 64 – Posicionamento dos pontos de medição de dureza.
5. CONCLUSÕES
As soldas realizadas utilizando C25 como gás de proteção forneceram
maior regularidade no destacamento das gotas, devido à presença do teor
de gás oxidante (CO2), contudo, este mesmo gás é responsável por micro-
explosões na atmosfera do arco voltaico, causando a geração de salpicos.
Nas soldas que se utilizou argônio puro como gás de proteção houve a
incidência de duplos destacamentos no modo pulsado, no entanto, sem o
detrimento do bom aspecto superficial do cordão de solda, livre de
salpicos.
O fator processo de soldagem (modo convencional ou pulsado) não
exerceu nenhuma influência significativa sobre as características
geométricas do cordão de solda. No entanto, a sua interação com o fator
gás de proteção ou com a energia de soldagem afetou de forma
significativa a penetração do cordão de solda.
O fator gás de proteção afetou significativamente a largura e o reforço do
cordão de solda.
O fator processo de soldagem não exerceu efeito significativo sobre as
características econômicas do arame. A única influência deste fator foi
116
sobre a variável rendimento, quando analisada a sua interação com os
fatores gás de proteção e energia de soldagem.
O fator gás de proteção afetou significativamente a taxa de deposição e o
rendimento do arame, independente do processo ou da energia de
soldagem.
Os melhores resultados de taxa de deposição e de rendimento foram
alcançados quando argônio puro foi utilizado como gás de proteção,
devido à presença de CO2 no gás C25 causar geração de salpicos
implicando na perda de material e de rendimento.
A temperatura de ensaio foi o único fator que, estatisticamente, influenciou
os resultados do ensaio de impacto Charpy V do metal de solda. Os outros
fatores (processo de soldagem e tipo de gás de proteção) não exerceram
efeito significativo sobre a tenacidade. Isto se deve, sobretudo, à
similaridade das microestruturas formadas nos diversos corpos de prova.
O fator que influenciou, estatisticamente, nos resultados de dureza foi o
processo de soldagem (Convencional ou Pulsado). Já o gás de proteção,
só exerceu influência significativa quando analisada a interação de seu
efeito com o fator processo de soldagem.
De um modo geral todas as micrografias dos corpos de prova
apresentaram semelhança quanto aos microconstituintes presentes tanto
na região colunar quanto na região refinada do metal de solda.
A ferrita acicular (AF) obteve formação comum em todas as micrografias
analisadas, devido à presença de elementos estabilizadores e formadores
deste microconstituinte, como o Mn, presente no material de base e Mn e
Ni presentes no material de solda.
Para o aço e nas condições estudadas, o processo de soldagem em
corrente pulsada, de um modo geral, não apresentou melhorias
substanciais que justifiquem a sua aplicação comercialmente.
A presença de CO2 no gás de proteção reduz os custos com este
consumível, no entanto, as expensas do rendimento do processo, que
dependendo do volume de solda que se pretende realizar, pode gerar um
prejuízo maior do que o que se gastaria a mais para executar as soldas
com o uso do gás argônio puro.
117
SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
Estudo do efeito do ciclo térmico sobre a tenacidade e microestrutura do
metal de solda.
Estudo das características operacionais e metalúrgicas do arame AWS E80C-
G para soldagem fora de posição, em corrente convencional e pulsada.
Estudo das características operacionais e metalúrgicas de um arame tubular
convencional com proteção gasosa de CO2 puro, para soldagem com baixos
níveis de energia e em chanfro estreito.
118
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