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UNIVERSIDADE FEDERAL DE UBERLÂNDIA
FACULDADE DE ENGENHARIA MECÂNICA
CURSO DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
INFLUÊNCIA DA VARIAÇÃO DE PARÂMETROS DE SOLDAGEM
SOBRE A TRANSFERÊNCIA METÁLICA E PERFIL DO CORDÃO NO
PROCESSO MIG/MAG DUPLO-ARAME
Dissertação apresentada à Universidade Federal de Uberlândia por:
PETER JAN GROETELAARS
como parte dos requisitos para obtenção do título de Mestre em
Engenharia Mecânica
Aprovada por:
Prof. Américo Scotti, PhD., UFU (Orientador)
Prof. Valtair Antonio Ferraresi, Dr. Eng., UFU
Prof. Louriel Oliveira Vilarinho, Dr. Eng., UFU
Prof. Eduardo de Magalhães Braga, Dr. Eng., UFPA
Uberlândia, 01 de julho de 2005
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iii
À minha Mãe e ao Tio Eduardo
Às minhas irmãs
iv
Agradecimentos
Ao meu orientador, professor Américo Scotti, pela orientação dedicada e de qualidade,
pelo incentivo e apoio no decorrer do curso de Mestrado;
À minha mãe Tereza e tio Eduardo, pela motivação e pelo amor, o que foi
imprescindível para o meu desempenho;
Ao meu pai (in memoriam), pelo exemplo de dedicação aos estudos;
Às minhas irmãs Gretha e Natalie, aos cunhados Fernando e Sérgio e ao meu
sobrinho e afilhado Jan, pela alegria e incentivo permanentes;
Ao professor Valtair Ferraresi, por proporcionar o primeiro contato com o
LAPROSOLDA, pelo incentivo durante o curso e pelos churrascos e pescarias que tantas
alegrias trouxeram;
Ao meu amigo Ilvan, um dos principais incentivadores da minha jornada acadêmica,
pela alegria, pela amizade e por todo apoio durante o curso;
À minha namorada Érica, pela dedicação e compreensão nos momentos difíceis do
curso;
Aos amigos conterrâneos que ainda buscam o mesmo objetivo acadêmico, Ciro,
Daniel, Venceslau, que tanto me apoiaram e conviveram durante boa parte da minha trajetória
em Uberlândia;
Aos meus amigos do LAPROSOLDA, Temico, Duda, Clayton, Alexandre, Alessandra,
Fernanda, Ruham, Otávio, Richetti, Vinícius, Louriel, Davi, Tereza, André, Lazinho, pela
amizade e pela colaboração constante;
Aos membros da Oficina Mecânica e Laboratório de Materiais da UFU, pela
colaboração na confecção e tratamento dos corpos de prova utilizados;
Aos meus amigos, Hexaner, Marco Túlio, Johan, Israel, Juan, Flávio, Danusa, Milena,
Lucas, João, Dona Tereza, Sueli e demais que conviveram comigo na minha estadia em Minas;
Aos alunos de iniciação científica, Adriano, Diogo, Douglas, Catalão, Ênio, Vinícius,
Thales, que tanto me apoiaram;
À BRASKEM em nome de Amílcar Andrade Sales, pela confiança e apoio na
conclusão do curso através do fornecimento de passagens aéreas;
À White Martins, pelo fornecimento dos materiais de consumo e equipamentos
utilizados neste trabalho;
Ao Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica da UFU pelo suporte infra-
estrutural;
À CAPES, pelo suporte financeiro através da bolsa de Mestrado fornecido no curso.
iv
Sumário
SIMBOLOGIA............................................................................................................................ viii
LISTA DE FIGURAS....................................................................................................................x
LISTA DE TABELAS ................................................................................................................ xvi
RESUMO.................................................................................................................................. xvii
ABSTRACT.............................................................................................................................xviii
CAPÍTULO I - INTRODUÇÃO......................................................................................................1
CAPÍTULO II - REVISÃO DA LITERATURA - SOLDAGEM COM DUPLO ARAME..................5
2.1 - INTRODUÇÃO .......................................................................................................................5
2.2 - CARACTERÍSTICAS DO PROCESSO ........................................................................................5
2.2.1 - Disposição em paralelo ...............................................................................................6
2.2.2 - Disposição em série ....................................................................................................7
2.2.3 - MIG/MAG Duplo Arame com Potencial Único.............................................................7
2.2.4 - MIG/MAG Duplo Arame com Potenciais Isolados.......................................................9
2.2.5 - Terminologia..............................................................................................................13
2.3 - VANTAGENS DO PROCESSO ...............................................................................................14
2.3.1 - Aumento da velocidade de soldagem .......................................................................14
2.3.2 - Aumento da taxa de deposição.................................................................................16
2.3.3 - Aumento da penetração ............................................................................................16
2.3.4 - Redução da porosidade ............................................................................................17
2.3.5 - Formabilidade do cordão...........................................................................................17
2.3.6 - Outras vantagens ......................................................................................................17
2.4 - DESVANTAGENS DO PROCESSO..........................................................................................18
2.4.1 - Custo do equipamento ..............................................................................................18
2.4.2 - Aspectos relacionados com segurança e saúde.......................................................19
2.4.3 - Necessidade de treinamento de pessoal ..................................................................19
2.4.4 - Outras desvantagens ................................................................................................19
2.5 – INFLUÊNCIA DAS VARIÁVEIS DO PROCESSO......................................................................... 21
2.5.1 - Transferência metálica ..............................................................................................22
2.5.2 - Modo operacional......................................................................................................28
v
2.5.3 - Alinhamento do eletrodo em relação ao cordão de solda .........................................30
2.5.4 - Independência de parâmetros em cada arame.........................................................32
2.5.5 - Uso de corrente pulsada. ..........................................................................................32
2.5.6 - Velocidade de soldagem ...........................................................................................33
2.5.7 - Velocidade de alimentação .......................................................................................33
2.5.8 - Ângulo da tocha.........................................................................................................36
2.5.9 - Tipo de junta e material.............................................................................................37
2.5.10 - Tipo do arame-eletrodo ...........................................................................................38
2.5.11 - Distância bico de contato-peça (DBCP)..................................................................38
2.5.12 - Espaçamento entre eletrodos..................................................................................40
2.5.13 - Gás de proteção......................................................................................................41
2.5.14 - Efeito dos gases de proteção no processo duplo arame ........................................46
CAPÍTULO III - MATERIAIS E MÉTODOS................................................................................ 47
3.1 – BANCADA DE SOLDAGEM ................................................................................................... 47
3.1.1 - Fontes de soldagem – MTE DIGITEC 600 (IMC/LABSOLDA)..................................47
3.1.2 - Tochas de soldagem MIG/MAG duplo arame ...........................................................49
3.1.3 - Mesa de soldagem ....................................................................................................50
3.1.4 - Sistema de aquisição de dados e comunicação entre as fontes...............................51
3.1.5 - Programas computacionais.......................................................................................52
3.2 - CALIBRAÇÃO DAS VARIÁVEIS ENVOLVIDAS NA SOLDAGEM ....................................................53
3.2.1 - Velocidade de alimentação do arame .......................................................................53
3.2.2 - Velocidade de soldagem ...........................................................................................54
3.2.3 - Vazão de gás.............................................................................................................54
3.3 - BANCADA DE FILMAGEM..................................................................................................... 55
3.3.1 - Câmera de alta velocidade........................................................................................56
3.3.2 - O laser e o sistema óptico.........................................................................................56
3.3.3 - Filtros.........................................................................................................................57
3.3.4 - Acessórios.................................................................................................................58
3.3.5 - Software ....................................................................................................................58
3.4 - MATERIAIS DE CONSUMO ...................................................................................................58
3.4.1 - Material de Base........................................................................................................58
3.4.2 - Material de Adição.....................................................................................................58
3.4.3 - Gases de Proteção....................................................................................................58
3.5 - METODOLOGIA ..................................................................................................................59
3.5.1 - Variação do comprimento de arco em um mesmo nível de corrente........................61
vi
3.5.2 - Variação do teor de CO
2
do gás de proteção em um mesmo nível de corrente .......62
3.5.3 - Variação da distância entre arames-eletrodo no bico de contato em um mesmo nível
de corrente............................................................................................................................64
3.5.4 - Variação do ângulo de ataque em um mesmo nível de corrente..............................65
3.5.5 - Variação da velocidade de alimentação de cada arame em um mesmo nível de
corrente.................................................................................................................................66
3.5.6 - Variação conjunta da velocidade de alimentação de cada arame e do ângulo de
ataque em um mesmo nível de corrente ..............................................................................66
CAPÍTULO IV - RESULTADOS E DISCUSSÃO....................................................................... 67
4.1 - ANÁLISE DA TRANSFERÊNCIA METÁLICA .............................................................................. 67
4.1.1 - Transferência metálica para diferentes comprimentos de arco.................................67
4.1.2 - Transferência metálica para diferentes do teores de CO
2
no gás de proteção.........71
4.1.3 - Transferência metálica para diferentes distâncias entre eletrodros no bico de contato
(tocha DAPU versus DAPI)...................................................................................................79
4.1.4 - Transferência metálica para diferentes ângulos de ataque da tocha e velocidade de
alimentação ..........................................................................................................................83
4.2 - ANÁLISE DO PERFIL SOLDADO............................................................................................. 87
4.2.1 - Perfil soldado para diferentes comprimentos de arco ...............................................87
4.2.2 - Perfil soldado para diferentes do teores de CO
2
no gás de proteção .......................90
4.2.3 - Perfil soldado para diferentes distâncias entre eletrodros no bico de contato (tocha
DAPU versus DAPI)..............................................................................................................96
4.2.4 - Perfis soldados para diferentes ângulos de soldagem e velocidade de alimentação
em cada arame.....................................................................................................................99
CAPÍTULO V - ANÁLISE GERAL DOS RESULTADOS......................................................... 104
CAPÍTULO VI - CONCLUSÃO................................................................................................. 108
CAPITULO VII - TRABALHOS FUTUROS.............................................................................. 110
CAPÍTULO VIII - REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS............................................................ 112
ANEXOS................................................................................................................................... 118
viii
Simbologia
α e β são constantes associadas com o gás de proteção, polaridade e
diâmetro e material do eletrodo;
σ Desvio Padrão;
ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas;
Ang Ângulo de ataque da tocha (graus) (inclinação em relação à direção de
soldagem);
AWS American Welding Society;
B Campo magnético;
CA Corrente Alternada;
CC Corrente Contínua;
CEA Característica Estática do Arco;
CEF Característica Estática da Fonte;
cos φ Fator de potência;
CP Corpo de prova;
DAPI Duplo arame com potencial isolado;
DAPU Duplo arame com potencial único;
DBCP Distância bico de contato-peça (mm);
Esc Escrava;
Fem Força eletromagnética ou de Lorentz;
I Corrente (A);
Ief Corrente eficaz (A);
IGBT Insulated Gate Bipolar Transistor;
IIW International Institute of Welding;
Im Corrente média de soldagem (A);
L Extensão do eletrodo (comprimento energizado do eletrodo) (mm);
LAPROSOLDA Laboratório para o Desenvolvimento de Processos de Soldagem - UFU
MAG Metal Active Gas;
MIG Metal Inert Gas;
θd Ângulo Direito;
θe Ângulo Esquerdo;
RMS Root Mean Square;
TF Taxa de fusão;
ix
TIG Tungsten Inert Gas;
Uef Tensão eficaz (V);
Um Tensão média de soldagem (V);
V Tensão ajustada na fonte de soldagem (V);
Vag Velocidade de alimentação no arame guiado (m/min);
Valim Velocidade de alimentação do arame (m/min);
Val Velocidade de alimentação no arame líder (m/min);
Vs Velocidade de soldagem (cm/min).
x
Lista de Figuras
Figura 1.1 – Comparação da velocidade de soldagem entre o processo MIG/MAG
arame simples e duplo arame (Berge, 2001).............................................................. 1
Figura 1.2 – Comparação da velocidade de soldagem entre o processo MIG/MAG
arame simples e duplo arame, (Berge, 2001)............................................................. 2
Figura 1.3 – Comparação de macrografias referentes a soldagens de chapas de aço
carbono com juntas de topo: (a) arame simples (5 passes); (b) duplo arame
(2 passes) (Mulligan & Melton, 2002). ........................................................................ 2
Figura 2.1 - Representação esquemática do processo MIG/MAG duplo arame .......................... 5
Figura 2.2 – Exemplo da utilização do processo com duplo arame com disposição em
paralelo: (a) em revestimentos soldados; (b) em soldagem de uma junta de
topo com cobre-junta. ................................................................................................. 6
Figura 2.3 – Exemplo da utilização do processo com duplo arame com disposição em
série:(a) soldas de filete; (b) soldas de topo ............................................................... 7
Figura 2.4 – Representação do processo duplo arame com potencial único: (a)
esquemática; (b) elétrica............................................................................................. 8
Figura 2.5 - (a)Tocha de potencial único (modelo fabricado pela Abicor-Binzel); (b)
detalhes do bocal/bico de contato............................................................................... 8
Figura 2.6 - Representação do processo duplo arame com potenciais isolados: (a)
esquemática; (b) elétrica............................................................................................. 9
Figura 2.7 - Defasagem entre pulsos da fonte "mestre" e "escrava" (Motta, 2002) ................... 10
Figura 2.8 - Tochas de potencial isolado: (a) integrada, com arames paralelos (modelo
fabricado pela TBI); (b) acopladas, com arames inclinados; (c) integrada,
com arames inclinados (modelo fabricado pela Closs); (d) detalhes do
bocal/bico de contato da tocha “c” ............................................................................ 11
Figura 2.9 – Alongamento da poça de fusão do processo: (a) com arame simples; (b)
com duplo arame (Boeme et al,1996)....................................................................... 15
Figura 2.10 – Comparação da velocidade de soldagem entre o arame simples e duplo
arame para soldagem de aço carbono (em juntas de topo, de filete e
sobrepostas) e de aço inoxidável (junta de filete) (adaptação de Hedegard
et al, 2004) ................................................................................................................ 15
Figura 2.11 - Causas para assimetria dos campos eletromagnéticos, provocando
sopro magnético. Em cima, causado pela posição da conexão do cabo
xi
terra, enquanto em baixo, causado pela diferença da permeabilidade entre
a chapa e o ar atmosférico ....................................................................................... 20
Figura 2.12 - Interação entre os campos magnéticos produzidos por eletrodos
próximos um do outro e soldando simultaneamente, em função da
combinação do tipo de corrente................................................................................ 21
Figura 2.13 - Modos de transferência classificados pela IIW e adaptados à
nomeclatura empregada no LAPROSOLDA, onde: A = globular, B =
globular repelida, C = goticular (“spray”) axial, D = goticular com
elongamento; E = goticular rotacional, F = gotas explosivas; e G = curto-
circuito (Stenbacka & Persson, 1989)....................................................................... 25
Figura 2.14 - Imagens de arcos voltaicos: a) arco esquerdo está no período de pulso
da corrente; b) arco direito está no período de pulso; c) Ambos estão no
período de pulso (Motta et al, 2005) ......................................................................... 26
Figura 2.15 - Exemplo de uma seqüência de transferência pulsando em fase e a
respectiva representação gráfica da trajetória com ângulos resultantes da
interferência eletromagnética (θe = 30
o
e θd = 16
o
) (Motta et al, 2005)............... 27
Figura 2.16 – Oscilogramas e valores médios das correntes e tensões nos arames da
frente e de trás (Soldagem MIG/MAG duplo arame de simples deposição
sobre chapa, posição plana, configuração seqüencial, tocha potencial
único, arame AWS ER70S6 de 1,2 mm, com proteção de Ar+8%CO
2
) ................... 29
Figura 2.17- Soldagem de chapa de aço carbono de 12 mm de espessura na posição
sobre-cabeça, utilizando DAPI, arames ER70S-6 de 1,2 mm de diâmetro e
alinhamento transversal: (a) vista superior; (b) seção transversal (Motta,
2002)......................................................................................................................... 31
Figura 2.18 – Soldagem utilizando alinhamento seqüencial sobre material de base de
aço carbono de 12 mm de espessura: (a) junta de topo; (b) junta de filete
(Hedegärd et al, 2004) .............................................................................................. 31
Figura 2.19 - Macrografias de soldagens feitas com a velocidade de alimentação do
arame líder fixa (17,9 m/min) e decaindo a do guiado em 4 níveis (Mulligan
& Melton, 2002)......................................................................................................... 34
Figura 2.20 - Macrografias de soldagens feitas com a velocidade de alimentação do
arame guiado fixa (17,9 m/min) e decaindo a do líder em 4 níveis (Mulligan
& Melton, 2002)......................................................................................................... 34
Figura 2.21 - Evolução da penetração para aumentos da Valim nos arames líder e
guiado (Mulligan & Melton, 2002) ............................................................................. 35
xii
Figura 2.22 – Evolução da largura para aumentos da Valim nos arames líder e guiado
(Mulligan & Melton, 2002) ......................................................................................... 35
Figura 2.23 – Configurações mais comuns de tocha comercial em relação ao ângulo
entre os arames líder e guiado (Hedegärd et al, 2004) ............................................ 36
Figura 2.24- DBCP’s diferentes nos bicos de contato em tochas DAPI devido à
existência de ângulos distintos ................................................................................. 39
Figura 2.25 – Efeito de pequenas distâncias entre eletrodos sobre transferência
metálica (adaptada de Bohme et al,1996) ................................................................ 40
Figura 2.26 - Efeito de grandes distâncias entre eletrodos sobre transferência metálica
(adaptação de Bohme et al,1996)............................................................................. 40
Figura 3.1 – Bancada de Soldagem ........................................................................................... 47
Figura 3.2 – Fontes de Soldagem MTE DIGITEC 600 e Cabeçotes STA-20
trabalhando interligadas como MIG/MAG duplo arame (potencial único ou
isoldado) ................................................................................................................... 48
Figura 3.3 – Esquema do circuito elétrico da Fonte DIGITEC 600............................................. 49
Figura 3.4 – Detalhe da tocha DAPU : (a) bocal refrigerado; (b) bico de contato único
(distância de 4 mm entre eletrodos).......................................................................... 50
Figura 3.5 – Detalhe da tocha DAPI : (a) bocal refrigerado; (b) bicos de contato
isolados (distância de 10 mm entre eletrodos) ......................................................... 50
Figura 3.7 – Esquema de interligação entre fontes/micro para sistema de aquisição e
comunicação entre fontes......................................................................................... 51
Figura 3.8 - Tela principal do software Oscilos2ar ..................................................................... 52
Figura 3.9 - Bibímetro................................................................................................................. 55
Figura 3.10- Bancada de Filmagem ........................................................................................... 55
Figura 3.11 - Câmera de alta velocidade da marca MEMRECAM modelo Ci.......................... 56
Figura 3.12- Sistema laser/óptico...............................................................................................57
Figura 3.13 – Posição de corte das amostras no corpo de Prova.............................................. 60
Figura 3.14 – Parâmetros geométricos ...................................................................................... 60
Figura 3.15 – Sistema de obtenção e tratamento de imagens................................................... 61
Figura 3.16 – Representação do efeito da deposição do arame líder sobre a variação
do comprimento do arco ........................................................................................... 63
Figura 3.17 – Configuração da tocha angulada de 10º empurrando.......................................... 65
Figura 4.1 – Amostra seqüencial (tempo entre quadros não necessariamente
constantes) que melhor ilustra a transferência metálica com arco curto,
com Ar + 8% de CO
2
e distância entre eletrodos de 4 mm (arco da mestra à
esquerda) , CP 1 e 2................................................................................................. 68
xiii
Figura 4.2 – Amostra seqüencial da transferência metálica com arco médio, com Ar +
8% de CO
2
e distância entre eletrodos de 4 mm - comportamento 1, CP 3 e
4 ................................................................................................................................ 69
Figura 4.3 - Amostra seqüencial da transferência metálica com arco médio, com Ar +
8% de CO
2
e distância entre eletrodos de 4 mm - comportamento 2, CP 3 e
4 ................................................................................................................................ 69
Figura 4.4 – Amostra seqüencial da transferência metálica com arco longo, com Ar +
8% de CO
2
e distância entre eletrodos de 4 mm, CP 5 e 6 ...................................... 70
Figura 4.5 - Arco elétrico na DBCP de 20 mm, CP 3 e 4 ........................................................... 71
Figura 4.6 - Arco elétrico na DBCP de 24 mm (arco da mestra à esquerda), CP 5 e 6 ............. 71
Figura 4.7 – Variação da corrente (média dos valores eficazes) para diferentes teores
de CO
2
, para uma mesma tensão............................................................................. 72
Figura 4.8 – Amostra seqüencial (tempo entre quadros não necessariamente
constantes) da transferência metálica em arco curto, com o gás de
proteção de Ar + 20% CO
2
, CP 7 e 8........................................................................ 73
Figura 4.9 – Amostra seqüencial da transferência metálica do arco médio, com o gás
de proteção de Ar + 20% CO
2
, CP 9 e 10................................................................. 75
Figura 4.10 – Amostra seqüencial da transferência metálica do arco longo com
tensão de 32,8V, com o gás de proteção de Ar + 20% CO
2
, CP 11 e 12................. 77
Figura 4.11 – Amostra seqüencial da transferência metálica do arco mais longo, com
tensão de 37,6 V e com o gás de proteção de Ar + 20% CO
2
, CP 13 e 14.............. 79
Figura 4.12 – Amostra seqüencial (tempo entre quadros não necessariamente
constantes) da transferência metálica do arco curto, com distância entre
eletrodos de 10 mm e gás de proteção de Ar + 8% CO
2
, CP 15 e 16.................... 81
Figura 4.13 – Amostra seqüencial da transferência metálica do arco médio, com
distância entre eletrodos de 10 mm e gás de proteção de Ar + 8% CO
2
,
CP 17 e 18 ................................................................................................................ 82
Figura 4.14 – Amostra seqüencial da transferência metálica do arco longo, com
distância entre eletrodos de 10 mm e gás de proteção de Ar + 8% CO
2
,
CP 19 e 20 ................................................................................................................ 82
Figura 4.15 – Amostra seqüencial da transferência metálica do arco mais longo (37,6
V), com distância entre eletrodos de 10 mm e gás de proteção de Ar + 8%
CO
2
, CP 21 e 22 ....................................................................................................... 83
Figura 4.16 - Amostra seqüencial (tempo entre quadros não necessariamente
constantes) da transferência metálica para ângulo de ataque da tocha de
xiv
10º empurrando, distância entre eletrodos de 4 mm e gás de proteção de
Ar + 8% CO
2
, CP 23 e 24.......................................................................................... 85
Figura 4.17 - Amostra seqüencial da transferência metálica para diferentes
velocidades de alimentação de cada arame (Valim líder =12 m/min e Valim
guiado= 10 m/min), distância entre eletrodos de 4 mm e gás de proteção
de Ar + 8% CO
2
, CP 25 e 26..................................................................................... 86
Figura 4.18 - Amostra seqüencial da transferência metálica para diferentes
velocidades de alimentação de cada arame (Valim líder =12 m/min e Valim
guiado= 10 m/min), distância entre eletrodos de 4 mm e ângulo de ataque
da tocha de 10º empurrando, com gás de proteção Ar + 8% CO
2
, CP 27 e
28 ..............................................................................................................................86
Figura 4.19 – Macrografias do perfil soldado com arco curto – DBCP 16 mm, CP 1 e 2
– duas seções por corpo de prova (a e b) ................................................................ 87
Figura 4.20 – Macrografias do perfil soldado com arco longo – DBCP 24 mm, CP 5 e 6
– duas seções por corpo de prova (a e b) ................................................................ 87
Figura 4.21 – Macrografias do perfil soldado com arco médio – DBCP 20 mm, CP 3 e
4 – duas seções por corpo de prova (a e b) ............................................................. 88
Figura 4.22 – Variação da Área Total e Adicionada versus Tensão para as diferentes
DBCP’s, onde quanto maior a Tensão, maior o arco................................................ 88
Figura 4.23 – Variação da Penetração e Largura versus Tensão para as diferentes
DBCP’s, onde quanto maior a Tensão, maior o arco................................................ 89
Figura 4.24 – Macrografias do perfil soldado com arco curto – DBCP 16 mm, CP 7 e 8
– duas seções por corpo de prova (a e b) ................................................................ 90
Figura 4.25 – Macrografias do perfil soldado com arco médio – DBCP 20 mm, CP 9 e
10 – duas seções por corpo de prova (a e b) ........................................................... 91
Figura 4.26 – Macrografias do perfil soldado com arco longo – DBCP 24 mm, CP 11 e
12 – duas seções por corpo de prova (a e b) ........................................................... 91
Figura 4.27 – Macrografias do perfil soldado com mais arco longo (37,6 V) – DBCP 24
mm, CP 13 e 14 – duas seções por corpo de prova (a e b) ..................................... 91
Figura 4.28 – Variação da Área Total e Adicionada versus Tensão para diferentes
gases de proteção, onde quanto maior a tensão, maior o comprimento de
arco ........................................................................................................................... 93
Figura 4.29 – Variação da Área Total e Fundida versus Tensão para diferentes gases
de proteção, onde quanto maior a tensão maior o comprimento de arco................. 94
Figura 4.30 – Variação da Largura e Penetração versus Tensão para diferentes gases
de proteção, onde quanto maior a tensão maior o comprimento de arco................. 95
xv
Figura 4.31 – Macrografias do perfil soldado com arco curto (24,0 V) – DBCP 16 mm,
CP 15 e 16 – duas seções por corpo de prova (a e b) ............................................. 96
Figura 4.32 – Macrografias do perfil soldado com arco médio (30,5 V) – DBCP 20 mm,
CP 17 e 18 – duas seções por corpo de prova (a e b) ............................................. 97
Figura 4.33 – Macrografias do perfil soldado com arco longo (32,8 V) – DBCP 24 mm,
CP 19 e 20 – duas seções por corpo de prova (a e b) ............................................. 97
Figura 4.34 – Macrografias do perfil soldado com mais arco longo (37,6 V) – DBCP 24
mm, CP 21 e 22 – duas seções por corpo de prova (a e b) ..................................... 97
Figura 4.35 – Variação das áreas total e adicionada versus Tensão para diferentes
distâncias entre eletrodos (DAPU versus DAPI), quanto maior a Tensão
maior o comprimento de arco ................................................................................... 98
Figura 4.36 – Variação da Largura e Penetração versus Tensão para diferentes
distâncias entre eletrodos (DAPU versus DAPI), quanto maior a Tensão,
maior o comprimento de arco ................................................................................... 98
Figura 4.37 – Macrografias do perfil soldado com ângulo de ataque da tocha de 10º e
velocidades de alimentação líder=guiado= 11 m/min, CP 23 e 24 – duas
seções por corpo de prova (a e b) .......................................................................... 100
Figura 4.38 – Macrografias do perfil soldado sem ângulo de ataque da tocha e
velocidades de alimentação líder= 12 m/min e guiado= 10 m/min, CP 25 e
26 – duas seções por corpo de prova (a e b) ......................................................... 100
Figura 4.39 – Macrografias do perfil soldado com ângulo de ataque da tocha de 10º e
velocidades de alimentação líder= 12 m/min e guiado= 10 m/min, CP 27 e
28 – duas seções por corpo de prova (a e b) ......................................................... 100
Figura 4.40 - Representação gráfica de área total e adicionada para diferentes
ângulos de ataque e velocidade de alimentação em cada arame.......................... 101
Figura 4.41 – Representação gráfica de penetração e largura para diferentes ângulos
de ataque e velocidade de alimentação em cada arame........................................ 102
Figura 4.42 - Representação gráfica da área adicionada para todos os experimentos ........... 105
Figura 4.43 - Representação gráfica da Largura para todos os experimentos ........................ 105
Figura 4.44 - Representação gráfica da convexidade para todos os experimentos................. 106
Figura 4.45 - Representação gráfica da penetração para todos os experimentos................... 107
Figura 4.46 - Representação gráfica do grau de afunilamento para todos os
experimentos .......................................................................................................... 107
xvi
Lista de Tabelas
Tabela 1.1 - Comparação da velocidade de soldagem entre o processo MIG/MAG
arame simples e duplo arame em soldagem, (Mulligan & Melton, 2002). .................. 2
Tabela 2.1 - Classificação de transferência metálica pelo IIW (Liu & Siewert, 1989)
adaptada para a nomenclatura empregada no LAPROSOLDA (Laboratório
para o Desenvolvimento de Processos de Soldagem – UFU).................................. 24
Tabela 3.1 – Dados técnicos da Fonte MTE DIGITEC 600........................................................ 48
Tabela 3.2 – Obtenção de tensões de correção para a variação de DBCP, utilizando-
se a tocha DAPU e a proteção por Ar+8%CO
2
......................................................... 62
Tabela 4.1 – Parâmetros ajustados e monitorados nos experimentos com variação do
comprimento do arco e Ar+8%CO
2
(Valim líder = Valim guiado = 11 m/min)........... 67
Tabela 4.2 – Parâmetros ajustados e monitorados nos experimentos com variação do
comprimento do arco e Ar+20%CO
2
(Valim líder = Valim guiado = 11
m/min) ....................................................................................................................... 72
Tabela 4.3 – Parâmetros ajustados e monitorados nos experimentos com distância
entre eletrodos de 10 mm e gás de proteção Ar+8%CO
2
(Valim líder =
Valim guiado = 11 m/min) ......................................................................................... 80
Tabela 4.4 – Parâmetros ajustados e monitorados nos experimentos com diferentes
ângulos de ataque e velocidades de alimentação e gás de proteção
Ar+8%CO
2
(DBCP = 24 mm) .................................................................................... 84
Tabela 4.5 - Parâmetros geométricos médios e desvios padrão para diferentes
comprimentos de arco .............................................................................................. 88
Tabela 4.6 - Parâmetros geométricos médios e desvios padrão para diferentes teores
de CO
2
...................................................................................................................... 92
Tabela 4.7 - Parâmetros geométricos médios e desvios padrão para distâncias entre
eletrodros no bico de contato (Tocha DAPU versus DAPI) ...................................... 97
Tabela 4.8 - Parâmetros geométricos médios e desvios padrão para diferentes
ângulos de ataque e velocidade de alimentação em cada arame.......................... 101
Tabela 4.9 - Parâmetros geométricos médios e desvios padrão gerais para todos os
experimentos .......................................................................................................... 104
xvii
Groetelaars, P. J., 2005, "Influência da Variação de Parâmetros de Soldagem sobre a
Transferência Metálica e Perfil do Cordão no Processo MIG/MAG Duplo Arame", Dissertação
de Mestrado, Universidade Federal de Uberlândia, Uberlândia, MG
Resumo
O processo de soldagem MIG/MAG duplo arame desponta no mercado como uma
alternativa de união de metais, quando uma alta produtividade é desejada. O seu maior
problema, entretanto, é a dificuldade de ajuste dos parâmetros, que, além de duplicados em
relação ao MIG/MAG convencional, agem de forma dependentes. Um maior entendimento
dessa tecnologia é fundamental para que se possa dominar o processo e as suas variáveis,
objetivando uma maior aplicação na indústria. Com a intenção de conhecer melhor esse
processo, foi proposto esse estudo a partir de dois enfoques: a) uma revisão bibliográfica
abordando os conhecimentos operacionais básicos e a influência das variáveis operacionais
sobre a transferência metálica e a geometria do cordão; e b) uma avaliação experimental para
verificar a influência de algumas das variáveis sobre a transferência metálica e sobre o perfil do
cordão. Inicialmente, foi proposta e avaliada uma metodologia para este estudo, baseada na
variação sistemática de alguns parâmetros sem interferência das demais, com análise dos
resultados suportados por filmagem em alta velocidade (para observação da transferência
metálica), pela monitoração dos sinais elétricos e pela medição geométrica dos cordões. As
variáveis escolhidas para a avaliação experimental foram o comprimento do arco, o teor de CO
2
em argônio no gás de proteção, a distância entre eletrodos, o ângulo de ataque da tocha e a
relação entre as velocidades de alimentação dos arames. Os experimentos foram realizados
sempre com arames de forma seqüencial (líder e guiado). Foram também mantidas constantes
a corrente média, a taxa total de deposição e a velocidade de soldagem, para permitir
comparações, já que o estudo foi feito com a alteração de uma variável a cada vez. Através
dos resultados, pôde-se observar que existe um comprimento de arco ideal para a soldagem,
que corresponde ao ponto em que se inicia a transferência goticular. Também foi observada,
em arcos mais longos, uma forte atração das gotas de cada arame, independentemente da
distância entre os arames, que se tornou crítica para soldagens com alto teor de CO
2
no gás de
proteção. De uma forma geral, quanto maior o comprimento de arco e a existência de um
ângulo de ataque da tocha no sentido empurrando, maiores larguras e áreas totais do perfil
soldado foram alcançadas. A maior penetração conseguida ocorreu na condição de velocidade
do arame líder maior que do guiado. Um maior teor de CO
2
no gás de proteção mostrou crescer
a área fundida, enquanto aumentava também a instabilidade no arco, resultando em elevada
perda de material por respingos.
Palavras chave: MIG/MAG. Duplo Arame. Transferência Metálica. Perfil do Cordão.
xviii
Groetelaars, P. J., 2005, "Influence of the Weld Parameters on Metal Transfer and Weld Bead
Profile in Double Wire MIG/MAG Process", M. Sc. Thesis, Universidade Federal de Uberlândia,
Uberlândia, MG, Brazil
Abstract
Double Wire MIG/MAG welding process appeared in manufacturing market as an
alternative for metals joining, when highest productivity is demanded. However, the most
important limitations of this process is the difficulty for parameter settings, as much because of
doubled parameters in relation to the normal process as because each wire is dependent of
each other. A better knowledge of this technology is fundamental to rule the process and its
variables, aiming larger application in industry. With the intent of knowing more about this
process, it was proposed this work with two approaches: a) a literature survey on basic operating
knowledge and about the influence of the variables on metal transfer and weld bead profile; and
b) an experimental evaluation to verify the influence of some variables on metal transfer and
weld bead profile. Firstly, a methodology, based on a systematic variation of some parameters
without the influence of the others, was proposed and evaluated, with the resulting analyses
supported by metal transfer high-speed filming, electrical signal monitoring and weld bead profile
measurements. The chosen variables for the experimental work were the arc length, the CO
2
content in Ar based shielding gas, the distance between the wires in the torch, the torch attack
angle and the ratio between wire feed speeds. The experiments were carried out always with the
wire in sequence (leader and trail) and same mean current, total deposition rate and travel
speed, so that comparisons could be done. According to the results, there is an ideal arc length,
corresponding to the extent in which spray transfer begins. It was observed a strong attraction
between drops from each wire ends, regardless the distance between the wires. This attraction
turned critical for weldings with high CO
2
content in the shielding gas. On the whole, the longer
the arc and keeping the torch in a pushing position the wider and larger the beads. The deepest
penetration was reached in a condition in which the speed of the wire leader was greater than of
the trailing wire. A higher content of CO
2
in the shielding gas led to increasing melted area, yet
increasing also the arc instability, resulting in high material losses due to spattering.
Keywords: MIG/MAG. Double Wire. Metal Transfer. Weld Bead Profile.
1
Capítulo I - Introdução
O processo MIG/MAG, cujas características são amplamente divulgadas na literatura
corrente e de fácil acesso, foi introduzido no mercado no final da década de 40, com o intuito
de aumentar a produtividade e versatilidade da fabricação soldada de ligas ferrosas e não-
ferrosas. Em 1996 já era o processo de união de materiais mais utilizado nos países
industrializados (Bohme et al, 1996).
Como a demanda pelo aumento da produtividade num mercado cada vez mais
competitivo, o processo MIG/MAG convencional começa a não atender mais plenamente a
demanda das indústrias no que diz respeito à produtividade; procura-se taxas de deposição
mais elevadas (similares às do processo Arco Submerso), possibilitando a redução do tempo
de soldagem e, conseqüentemente a custos globais. Neste contexto, foi desenvolvido o
processo MIG/MAG Duplo Arame. Esta variante do processo MIG/MAG, que já havia sido
explorada em 1955 (Volodin & Sluchanko apud Michie et al, 1999), baseia-se na formação de
dois arcos elétricos entre a peça e dois arames-eletrodo continuamente alimentados (Michie et
al, 1999). A poça de fusão é protegida da mesma forma que na soldagem MIG/MAG
convencional, por um fluxo de gás inerte, ativo ou uma mistura de ambos.
A utilização de altas densidades de corrente é responsável pelas elevadas taxas de
fusão absoluta desta versão do processo MIG/MAG e, conseqüentemente, pela possibilidade
de maiores velocidades de soldagem (Figuras 1.1 e 1.2) ou cordões mais volumosos (Figura
1.3). A redução no número de passes pelo aumento do volume do cordão, em relação ao
arame simples, garante um menor tempo de soldagem (Tabela 1.1).
Conversor Catalítico – Acréscimo na Velocidade de Soldagem: 241 %
Material: CrNi 4370 de 1 mm de espessura
Variáveis Arame
Simples
Duplo Arame
Arame: 1,2 mm 1,0 + 1,0 mm
Vel. de Soldagem (Vs): 120 cm/min 290 cm/min
Vel. de Alimentação: 11 m/min 19+14 m/min
Taxa de Deposição: 5,3 kg/h 11,9 kg/h
Figura 1.1 – Comparação da velocidade de soldagem entre o processo MIG/MAG arame
simples e duplo arame (Berge, 2001).
Processo
2
Tanque de combustível – Acréscimo na Velocidade de Soldagem: 236 %
Material: Alumínio de 2 mm de espessura
Variáveis Arame
Simples
Duplo Arame
Arame: 1,2 mm 1,0 + 1,0 mm
Vel. de Soldagem (Vs): 55 cm/min 130 cm/min
Vel. de Alimentação: 4,6 m/min 8,2+ 6,1 m/min
Taxa de Deposição: 0,84 kg/h 1,82 kg/h
Figura 1.2 – Comparação da velocidade de soldagem entre o processo MIG/MAG arame
simples e duplo arame, (Berge, 2001).
Figura 1.3 – Comparação de macrografias referentes a soldagens de chapas de aço carbono
com juntas de topo: (a) arame simples (5 passes); (b) duplo arame (2 passes) (Mulligan &
Melton, 2002).
Tabela 1.1 - Comparação da velocidade de soldagem entre o processo MIG/MAG arame
simples e duplo arame em soldagem, (Mulligan & Melton, 2002).
Tempo (min:s) Duplo Arame
(2 passes)
A
rame Simples
(5 passes)
Arco aberto 3:26 9:33
Outros 2:16 6:23
Total 5:42 15:56
Segundo Michie et al (1999), pode-se efetuar soldagens com mais de 100% de
aumento na velocidade de soldagem e na taxa de deposição de material. Já Hedegärd et al
(2004) afirmam que se pode alcançar um aumento de até 300% na velocidade de soldagem em
se comparando com o processo com arame simples. Além de capacidade de obter altas taxas
Processo
Processo
3
de deposição e velocidades de soldagem, o processo duplo arame ainda possibilita algumas
outras vantagens
1
como:
• Controlar a geometria do cordão de solda, através do posicionamento da tocha
(ângulos), do comprimento de arco e da corrente de cada arame, apresentando-se
como uma solução na soldagem de juntas mal ajustadas;
• Utilizar eletrodos com diferentes diâmetros e diferentes composições químicas;
• Alimentar arames com diferentes velocidades e diferentes intensidades de corrente;
• Reduzir o nível de porosidade em altas velocidades devido ao aumento da área da poça
de fusão (maior o tempo para liberação dos gases dissolvidos na poça de fusão para a
atmosfera, antes de ocorrer a solidificação do cordão de solda);
• Extrema versatilidade e ampla faixa de aplicações, excelentes características para
robotização e pouca produção de escória (intrínsecas ao processo MIG/MAG).
Mesmo apresentando inúmeras vantagens
1
, o processo MIG/MAG duplo arame
também apresenta algumas limitações, como por exemplo:
• Maior complexidade operacional (ajuste de parâmetros, que além de multiplicados,
ainda não se conhece bem como é a interação entre os dois arcos);
• Excessiva geração de fumos e radiações luminosas;
• As taxas de fusão são ainda limitadas (devido principalmente às condições físicas do
arco e capacidade mecânica da tocha em correntes elevadas);
• Instabilidades devido à deflexão magnética (proximidade dos arcos);
• Dificuldade na montagem e preparação da área de trabalho (aumento da complexidade
do sistema);
• Custo elevado da tocha.
A possibilidade de alterar a disposição dos eletrodos em relação ao cordão de solda
empresta uma característica extra em relação ao processo utilizando somente um arame-
eletrodo. Existem basicamente duas disposições utilizadas nesse processo: em paralelo, que é
mais aplicada para revestimentos, e disposição em série (ou seqüencial), que é mais usada
para união e preenchimento de juntas. Há também uma outra variante do processo em relação
ao aspecto construtivo da tocha, relacionado com a energização dos eletrodos, a saber,
potencial único e potencial isolado.
Por ser um processo de soldagem ainda não muito usual, ao contrário do MIG/MAG
convencional, a literatura corrente não explora a fundo alguns aspectos importantes para um
1
- Américo Scotti (Comunicação verbal)
4
melhor conhecimento do processo e, conseqüentemente, um uso mais eficaz do mesmo. Por
exemplo, muitos trabalhos sobre transferência metálica já foram desenvolvidos para arame
simples (Scotti, 1988, Bálsamo et al, 2000a, Scotti, 2000 e Bálsamo et al 2000b), mas pouco se
sabe do comportamento de um arco duplo sobre a transferência e mesmo a respeito da
influência da mudança de alguns parâmetros de soldagem e aspectos construtivos de tochas
sobre esta transferência no Duplo-Arame. O entendimento dos modos de transferência
metálica na soldagem tem proporcionado um grande desenvolvimento de técnicas e processos
de união de materiais. Através desse entendimento, é possível proporcionar, durante a
soldagem, um melhor controle do processo, além da automação com mais eficiência (Vilarinho
et al, 2000, 2002 e Ponomarev et al, 2004).
Como a transferência metálica está diretamente ligada aos valores de corrente de
soldagem e comprimento de arco (sem mencionar variáveis secundárias, como comprimento
do eletrodo e tipo de gás), existe, no caso do duplo arame, a possibilidade de ocorrência de
modos de transferência metálica não convencionais e/ou diferenciadas para cada arame.
Pequenas variações de corrente entre os arames-eletrodo podem ocorrer por vários motivos,
desde problemas de calibração na velocidade de alimentação dos arames por parte dos
cabeçotes até a diferenças de valores reais do comprimento do arco, que podem ocorrer
devido à sobreposição dos dois arcos em diferentes posições sobre o material depositado
(poça de fusão). Pode-se também citar a interação eletromagnética entre os arcos elétricos
(sopro magnético), que dependendo da disposição, podem exercer uma influência no tipo de
transferência e, conseqüentemente, no perfil do cordão da solda.
Devido ao pouco conhecimento sobre o comportamento da transferência metálica e
sobre muitos outros aspectos não enfocados até o momento, e por ser uma técnica com um
potencial vasto de aplicação na indústria, justifica-se, então, um estudo mais aprofundado a
respeito da mesma, explorando suas possibilidades de aplicação e fundamentos operacionais.
Dessa forma, é proposto neste trabalho, como tema de uma dissertação de mestrado, um
estudo sobre os fundamentos básicos da operação do processo MIG/MAG Duplo Arame,
seguido por um aprofundamento experimental em relação ao comportamento da transferência
metálica e do perfil soldado em função da mudança de alguns parâmetros de soldagem e
aspectos construtivos do processo. Espera-se, ao final, que esta dissertação possa ser
utilizada como manual simplificado para usuários dessa variante do processo MIG/MAG.
5
Capítulo II - Revisão da Literatura - Soldagem com Duplo Arame
2.1 - Introdução
O processo de soldagem MIG/MAG duplo arame tem sido comercialmente aplicado e
avaliado nos últimos anos (Michie et al, 1999, Ketron et al, 2002 e Mulligan & Melton, 2002).
Entretanto, o potencial de aplicação desse processo e a mensuração de seus benefícios ainda
estão em pleno desenvolvimento. Conforme Michie et al (1999), embora as variantes desse
processo estejam sendo estudadas desde meados dos anos 50, somente com o advento de
equipamentos de soldagem eletrônicos é que o mesmo se tornou comercialmente disponível.
Estes autores ainda citam que só com a minimização da interação eletromagnética entre os
arcos elétricos dos arames-eletrodo, através da utilização de fontes mais modernas, que se
possibilitaram melhores resultados e controle da transferência metálica.
2.2 - Características do processo
O processo de soldagem MIG/MAG duplo-arame pode ser apontado como uma variante
do processo MIG/MAG convencional, na qual se visa o aumento da capacidade de produção
do processo. A grande diferença que aparece em relação ao MIG/MAG convencional, como
está ilustrado na Figura 2.1, é a utilização de dupla alimentação de arame, podendo formar
uma ou duas poças de fusão, protegida por gases inertes, ativos ou uma mistura de ambos.
Figura 2.1 - Representação esquemática do processo MIG/MAG duplo arame
6
A energização dos dois arames-eletrodo pode ser feita por uma única fonte (ou duas
interligadas em paralelo) ou por duas fontes independentes, o que caracteriza o processo como
potencial único (DAPU) ou potencial isolado (DAPI), respectivamente.
Como dois alimentadores de arame-eletrodo são utilizados, podem-se usar diferentes
composições químicas de arames e obter velocidades de alimentação distintas. Como duas
fontes podem opcionalmente ser usadas para comandar os dois alimentadores, diferentes
parâmetros elétricos podem ser impostos sobre cada arame. Também pode-se variar a
disposição (posicionamento) relativa das pontas dos arames em relação à peça, ou seja,
disposição em paralelo ou em série.
2.2.1 - Disposição em paralelo
É aquela configuração onde os eletrodos estão dispostos lado a lado numa posição
transversal ao sentido de deslocamento da tocha (Figura 2.2). A disposição em paralelo é
utilizada, na maioria das aplicações, para soldagem de revestimentos soldados, porém também
pode ser encontrada na soldagem de juntas de topo (Sadler, 1999). Neste último caso, a
concentração de calor é maior nas bordas da junta do que no centro do cordão, o que é
considerado por Gonzáles (1999) como vantagem, pois permite uma soldagem de juntas mal
ajustadas ou com grande abertura de raiz, garantindo uma fusão satisfatória das laterais da
junta e diminuindo a possibilidade de aparecimento de defeitos por falta de fusão. Já para
revestimentos soldados, Lassaline et al (1989) afirmam que se pode obter uma pequena
penetração com uma baixa diluição, características desejáveis nesta aplicação.
Figura 2.2 – Exemplo da utilização do processo com duplo arame com disposição em paralelo:
(a) em revestimentos soldados; (b) em soldagem de uma junta de topo com cobre-junta.
7
2.2.2 - Disposição em série
Na disposição em série, os arames-eletrodo estão posicionados um atrás do outro na
direção do cordão de solda. Essa disposição é utilizada em soldas de preenchimento de
chanfro e, comparando-se com a disposição em paralelo, possibilita uma maior penetração e
acarreta em aumento da diluição, devido à concentração da energia. Devido a essas
características, a disposição em série é bastante utilizada em soldas de filete e de topo (Figura
2.3).
Figura 2.3 – Exemplo da utilização do processo com duplo arame com disposição em série:(a)
soldas de filete; (b) soldas de topo
2.2.3 - MIG/MAG Duplo Arame com Potencial Único
Nesses sistemas, como esquematizado pela Figura 2.4, dois arames-eletrodo são
fornecidos por alimentadores independentes através de um único contato elétrico no bico de
uma tocha especial (Figura 2.5). Conseqüentemente, ambos os arames são submetidos ao
mesmo potencial elétrico. A corrente de soldagem é fornecida por uma única fonte, com
potência suficiente para a fusão dos dois arames nas condições estabelecidas, ou por duas
fontes de menor potencia. No caso da utilização de duas fontes, faz-se necessário uma
interligação eletrônica, possibilitando uma comunicação entre elas. Uma das fontes terá a
função de comandar a tensão disponível no bico de contato. Normalmente, as fontes são
denominadas Mestre (a que comanda) e Escrava (a comandada). As velocidades de
alimentação de cada arame são normalmente as mesmas, mas pequenas variações são
aceitáveis ou até recomendáveis.
8
Bico de
contato
+
_
+
_
arcos
Fonte (s)
(a) (b)
Figura 2.4 – Representação do processo duplo arame com potencial único: (a) esquemática;
(b) elétrica
Uma característica do sistema com potencial único é a possibilidade da construção de
uma tocha mais compacta e mais leve, facilitando a operação robotizada (Figura 2.5). Um único
bico de contato facilita a limpeza automática do bocal, uma vez que ele usualmente ele é
cilíndrico e concêntrico ao bico de contato. Outra característica é que os arames saem do bico
de forma paralela (não confundir com a disposição em paralelo). A distância entre os arames é
geralmente menor que nas tochas utilizadas para potencial isolado e, em algumas tochas
comerciais, pode chegar até a 4 mm. A tocha pode ser inclinada ou trabalhar
perpendicularmente à chapa.
Fonte: BinzelFonte: Binzel
(a) (b)
Figura 2.5 - (a)Tocha de potencial único (modelo fabricado pela Abicor-Binzel); (b) detalhes do
bocal/bico de contato
9
2.2.4 - MIG/MAG Duplo Arame com Potenciais Isolados
A característica principal deste sistema é o isolamento elétrico entre os eletrodos
(Figura 2.6). Por isso, utilizam-se duas fontes de potência e dois cabeçotes alimentadores
independentes. Essa configuração possibilita controlar mais facilmente o tamanho dos arcos
elétricos de forma independente, o que dá maior flexibilidade para a escolha dos parâmetros de
soldagem. O alcance da possibilidade de ajuste independente dos parâmetros de soldagem foi
confirmado por Michie et al (1999) através do uso de fontes de corrente pulsada com
características similares.
Fontes
Bicos de
contato
+
_
+
_
arcos
(a) (b)
Figura 2.6 - Representação do processo duplo arame com potenciais isolados: (a)
esquemática; (b) elétrica
Já foi verificado por Motta (2002) que o sopro magnético, problema considerado crítico
nos sistemas de duplo arame por muitos pesquisadores, fabricantes e usuários, pode ser
contornado nesta aplicação através de uma defasagem da corrente que circula por cada
arame-eletrodo (Figura 2.7). Este procedimento permitiu uma excelente estabilidade do arco.
Para garantir a defasagem durante todo o processo, é utilizado um sistema de
sincronismo entre as duas fontes de modo que os pulsos da fonte “escrava” são ativados pelos
pulsos da fonte “mestre”, depois de um tempo preestabelecido (t
d
) (Lassaline et al ,1989). Este
procedimento evita que os pulsos de corrente das duas fontes aconteçam ao mesmo tempo,
minimizando os efeitos da deflexão magnética entre arcos. A origem da designação de fonte
“mestre” e “escrava” decorre justamente desta característica.
10
Figura 2.7 - Defasagem entre pulsos da fonte "mestre" e "escrava" (Motta, 2002)
As tochas aplicáveis ao processo com potenciais isolados disponíveis no mercado
possuem basicamente duas configurações, integradas (especialmente fabricada e com um
único bocal) e acopladas (duas tochas convencionais para o processo MIG/MAG unidas por um
suporte especial). As tochas integradas, em função do projeto do fabricante, podem ter os
arames paralelos ou inclinados. A Figura 2.8 ilustra estes tipos de tocha.
(a) (b)
11
(c) (d)
Figura 2.8 - Tochas de potencial isolado: (a) integrada, com arames paralelos (modelo
fabricado pela TBI); (b) acopladas, com arames inclinados; (c) integrada, com arames
inclinados (modelo fabricado pela Closs); (d) detalhes do bocal/bico de contato da tocha “c”
Sistemas com tochas acopladas por um suporte oferecem maior versatilidade, uma vez
que utilizam tochas convencionais (facilidade de reposição de peças), e maior flexibilidade,
porque permitem a variação da angulação entre as tochas. Nesse último tipo de tocha, a
distância entre eletrodos pode chegar até a 25 mm (Kodama et al, 1997). Ainda deve-se
lembrar a possibilidade de soldar com a tocha inclinada ou perpendicularmente à chapa.
Presume-se que a utilização de tochas de potencial isolado resulte em um maior
consumo de gás de proteção e dificuldade de acesso às juntas, já que essa tocha possui
maiores dimensões em se comparando com a tocha de potencial único (Mulligan & Melton,
2002).
2.2.5 – Característica estática da fonte
Para ambos os sistemas (Duplo Arame com Potencial Único e Isolado) existem duas
opções de ajuste de comando, por imposição de corrente ou por imposição de tensão. No
modo de ajuste pela corrente, possibilita-se um controle de corrente constante ou pulsada e, o
ajuste pela tensão, permite somente o controle por tensão constante.
Fontes de tensão constante são aquelas que permitem o ajuste da tensão de trabalho
(tensão de referência) e que têm uma curva estática tensão versus corrente (CEF –
característica estática da fonte) que tende a produzir uma tensão média de arco constante,
independentemente do valor da corrente. A corrente é função da carga (comprimento do arco
para uma dada combinação de distância bico de contato-peça (DBCP), diâmetro e tipo do
12
arame-eletrodo, tipo de gás de proteção e ajuste da tensão), ajustada indiretamente pela
velocidade de alimentação do arame. Em fontes do tipo tensão constante, quanto maior for a
velocidade de alimentação do arame, menor será o comprimento do arco e maior a corrente,
para uma determinada tensão de referência e DBCP.
Com a fonte do tipo tensão constante, acontece o fenômeno de auto-ajuste do
comprimento do arco. Quando, por exemplo, há um afastamento da tocha (aumento da DBCP),
acontece num primeiro momento (transitório) um crescimento do comprimento do arco. Nesse
caso, a corrente forçosamente se reduz e, conseqüentemente, menor se torna a velocidade de
fusão do arame. Como a velocidade de alimentação não se altera (ajustada inicialmente), ela
se torna maior do que a velocidade de fusão, fazendo com que a ponta do arame se aproxime
progressivamente da poça (reduzindo o comprimento do arco). Todavia, à medida que o arco
reduz seu comprimento, a corrente de soldagem se regenera quase que integralmente, até que
haja novamente o equilíbrio da velocidade de alimentação com a velocidade de fusão. Em
outras palavras, acontece um auto-ajuste do tamanho do arco elétrico e da corrente de
soldagem
2
, fazendo com que a soldagem se aproxime do seu ponto inicial de trabalho
estabelecido (ponto de trabalho é o cruzamento da CEF com a CEA - curva estática do arco).
Essa regulagem é chamada de controle interno ou controle pela velocidade de fusão.
Já para se ajustar comprimentos de arco em fontes do tipo tensão constante, pode-se
fazer de duas formas, a saber; alterando-se a regulagem da tensão ou da velocidade de
alimentação. Em ambos os casos (ao se trabalhar com arames com alta resistividade elétrica)
haverá mudança do valor de corrente, sobretudo no último caso, no qual o valor da taxa de
deposição também é diferente. Uma técnica para se manter a mesma velocidade de
alimentação e mesma corrente (mesma taxa de deposição e aproximadamente a mesma
energia imposta), mas alterar o comprimento do arco (por exemplo, aumentar), é ajustar um
novo valor para a DBCP (por exemplo, aumentar) e compensar a variação da corrente (no
exemplo, ficaria menor) pelo aumento da tensão de referência (por exemplo, aumentando).
Fontes de corrente constante são aquelas que permitem o ajuste da corrente de
trabalho e que têm uma curva estática tensão versus corrente que tende a produzir uma
corrente de soldagem relativamente constante, independentemente da tensão de trabalho. A
tensão é função da carga, ajustada indiretamente pela velocidade de alimentação do arame.
Devido às diferenças entre este tipo de fonte e as fontes do tipo tensão constante, com o uso
de fontes do tipo corrente constante, há a necessidade de um ajuste externo de parâmetros de
soldagem para a manutenção do comprimento do arco relativamente constante. Para tal, usa-
2
- Na verdade, como será visto no exemplo citado ao final, o comprimento do eletrodo se torna maior,
demandando parte da tensão do arco, já que a tensão de soldagem é a mesma. Desta forma, esta
13
se o sinal de tensão do arco como parâmetro de controle, já que arcos mais longos significam
maiores tensões, enquanto arcos menores significam menores tensões. A ação externa pode
dar-se, por exemplo, sobre o motor de alimentação do arame. No caso do crescimento do arco,
a tensão do arco supera o valor da tensão de referência, fazendo o motor aumentar a
velocidade de alimentação, e vice versa. Esse sistema é conhecido como Controle Externo, ou
controle pela velocidade de alimentação. Existem outros sistemas de controle em que, atuando
ainda pelo sinal de tensão, agem sobre a fonte no sentido de aumentar ou reduzir
temporariamente a corrente média.
Já para ajustar diferentes valores de comprimentos de arco em fontes do tipo corrente
constante, deve-se alterar o ajuste da DBCP ou a regulagem da velocidade de alimentação. No
último caso, o valor da taxa de deposição também se torna diferente. Uma técnica para se
manter a mesma velocidade de alimentação e a mesma corrente (mesma taxa de deposição e
aproximadamente a mesma energia imposta), mas alterar o comprimento do arco (por
exemplo, aumentar), é a de somente ajustar para um novo valor de DBCP (por exemplo,
aumentar). Bem mais simples do que em fontes do tipo tensão constante.
Já no modo pulsado, a fonte normalmente opera com o comando da corrente. O ajuste
das variáveis da corrente pulsado pode ser realizado diretamente pelo próprio operador ou
através de um modo chamado sinérgico, onde as variáveis de soldagem encontram-se
preestabelecidas na memória da fonte.
2.2.6 - Terminologia
Não há muita consistência na terminologia utilizada no mercado e no meio científico
para caracterizar as técnicas operacionais do processo MIG/MAG Duplo Arame. Em alguns
casos, são utilizados os termos “Twin” e “Tandem” para caracterizar a disposição dos arames
em relação ao sentido de soldagem. A configuração “Twin” denominaria a disposição em
paralelo e a “Tandem” a disposição em série, independentemente de a alimentação elétrica ser
do tipo potencial único ou isolado. Porém, a maior parte da literatura e empresas utilizam as
definições da AWS (American Welding Society), herança da terminologia tradicionalmente
utilizada para o processo Arco Submerso com dois ou mais arames. Segundo essa definição, a
terminologia de “Twin” é utilizada para o processo MIG/MAG Duplo Arame com Potencial Único
e “Tandem” no caso de potenciais isolados. Porém, um importante fabricante de equipamentos
para MIG/MAG duplo arame chama sua configuração de “Time Twin Digital Configuration”,
recuperação do arco e da corrente não é total, apenas aceitável, a menos que um arame sem resistência
elétrica fosse usado, como de alumínio.
14
apesar de usar tocha com potencial isolado e poder ser usado no modo seqüencial; o “twin”
apenas indica tratar de arames gêmeos (duplo).
Essa falta de consistência pode levar a uma má interpretação do processo por parte
de usuários. Como nenhuma das terminologias aplicadas se completa por si só, elas não serão
utilizadas neste trabalho, exceto quando a mesma for referência de algum outro trabalho em
que não estiver claro do que se trata. Serão utilizados, por outro lado, os termos potencial
único (DAPU) ou isolado (DAPI) para identificar o sistema, e arame em paralelo ou em série
para especificar a disposição ou técnica do arame em relação à junta. O arame da frente será
doravante referenciado como “líder”, enquanto o de trás como “guiado”.
2.3 - Vantagens do Processo
2.3.1 - Aumento da velocidade de soldagem
A utilização do MIG/MAG convencional com um único arame de alimentação e em
altas velocidades de soldagem freqüentemente ocasiona descontinuidades nos cordões
(Michie et al, 1999). Essas descontinuidades acontecem devido a uma intensa força do arco
elétrico, decorrente de altas correntes de soldagem. A força que o arco exerce sobre a poça de
fusão tende a empurrar o metal fundido para fora da cratera criada pelo arco. Como a
solidificação da poça de fusão acontece antes do preenchimento adequado da cratera, há o
aparecimento de descontinuidades como falta de fusão e mordeduras. Porosidade também
pode ocorrer porque os gases dissolvidos na poça de fusão não têm tempo de escapar para a
atmosfera antes da solidificação do metal fundido do cordão de soldagem (Michie et al, 1999).
Porém, o defeito típico creditado a altas velocidades de soldagem é mesmo a mordedura.
O uso de Duplo Arame proporciona um grande número de características que podem
atuar como solução de alguns problemas ocorridos no processo MIG/MAG em se utilizando
altas velocidades de soldagem. Para uma dada corrente, o uso de dois eletrodos aumenta a
área da poça onde a força do arco atua (Okui et al, 1989), possibilitando o uso de maiores
correntes totais antes do aparecimento de mordeduras e de outros efeitos. Maiores correntes
de soldagem resultam em maiores taxas de fusão e de deposição.
Boeme et al (1996) observaram que altas velocidades de soldagem são conseguidas
devido ao formato alongado do arco, o que significa que o mesmo aquece o material por um
maior tempo antes da transferência metálica ocorrer (Figura 2.9). Esse autor ainda cita que a
contribuição da porção do calor do arco do arame de trás está relacionada com a qualidade do
perfil do cordão soldado.
15
Figura 2.9 – Alongamento da poça de fusão do processo: (a) com arame simples; (b) com
duplo arame (Boeme et al,1996)
Desta forma, velocidades de soldagem acima de 3,5 m/min são citadas por catálogos
da Lincoln Electric (1999) para soldagem de chapas de aço carbono de 2 mm de espessura
usando o processo MIG/MAG com a disposição em série com DAPU. Velocidades de soldagem
de até 8 m/min foram alcançadas com sucesso na soldagem de filetes em juntas sobrepostas
na posição vertical descendente (Obnawa et al, 2003). Já Hedegard et al (2004) fizeram uma
comparação demonstrando a possibilidade de aumento da velocidade de soldagem em aço
carbono (em juntas de topo, de filete e sobrepostas) e de aço inoxidável (junta de filete), como
pode ser observado na Figura 2.10.
Comparação entre as velocidades de soldagem
0
50
100
150
200
250
300
350
400
Juntas de Topo
(Aço C)
Juntas de Filete
(Aço C)
Juntas Sobrepostas
(Aço C)
Juntas de Filete
(INOX)
Aplicação
Velocidade de soldagem (cm/min)
Arame simples
Duplo Arame
Figura 2.10 – Comparação da velocidade de soldagem entre o arame simples e duplo arame
para soldagem de aço carbono (em juntas de topo, de filete e sobrepostas) e de aço inoxidável
(junta de filete) (adaptação de Hedegard et al, 2004)
16
Altas velocidades de soldagem são aconselhadas com preparação e posicionamento
das peças a serem soldadas na posição plana e superfície da peça limpa. Devido a essas
altíssimas velocidades de soldagem, o processo MIG/MAG Duplo Arame só pode ser realizado
com mecanismos automáticos ou robotizados.
2.3.2 - Aumento da taxa de deposição
Devido a uma alimentação dupla, espera-se que o processo duplo arame aumente
pelo menos em duas vezes a taxa de deposição em relação ao processo convencional com um
só arame e, portanto, consiga-se reduzir ao meio o tempo de soldagem (produtividade). Taxas
de deposição de até 24 kg/h são esperadas no processo MIG/MAG DAPI seqüencial (Platz
apud Mulligan & Melton, 2002). Porém, taxas de deposição mais realistas de 13-14 Kg/h são
encontradas na prática (Meyer & Lahnsteiner, 1998).
Entretanto esse resultado não pode ser obtido sem que haja uma adaptação das
outras variáveis. Quando se alimenta a poça de fusão com dois arames ao mesmo tempo, por
praticamente duplicar a corrente, há o aparecimento de fenômenos, como: interferência do
campo magnético, aumento da poça de fusão para uma dada velocidade de soldagem (maior
fluidez e diminuição da velocidade de resfriamento), etc. Essas e outras variações no processo
têm de ser levadas em consideração para que se possa obter bons resultados com o
crescimento da taxa de deposição.
Devido à possibilidade de soldar-se com altas taxas de deposição, o processo
MIG/MAG duplo arame tem a vantagem de manter o mesmo perfil soldado e o calor imposto
por unidade de comprimento, porém, sem o aparecimento de mordedura e de outros defeitos,
já que a velocidade de alimentação (taxa de deposição) é aumentada juntamente com a
velocidade de soldagem (Boeme et al,1996). Blackman et al (2004) demonstraram que, tanto
para sistemas de dupla e simples alimentação, a velocidade de resfriamento não se altera
(para uma mesma energia de arco calculada), garantindo desse modo a manutenção do calor
imposto por unidade de comprimento.
2.3.3 - Aumento da penetração
Mulligan & Melton (2002) indicam que há um aumento da penetração comparando-se
com o processo com arame simples numa mesma velocidade de soldagem, fato explicado pela
possibilidade de maiores correntes e devido à formação de uma poça de fusão de maiores
dimensões. Maiores penetrações são economicamente benéficas. Por exemplo, menores
17
filetes podem ser especificados, requerendo menores deposições e possuindo a mesma
dimensão efetiva da garganta, portanto, possuindo a mesmo desempenho mecânico.
2.3.4 - Redução da porosidade
Devido ao alongamento da poça de fusão (conseqüentemente uma maior área de
escape) e um maior tempo para os gases dissolvidos evadirem da poça (menor velocidade de
solidificação da poça), espera-se que o processo MIG/MAG Duplo Arame seja particularmente
adequado para materiais mais susceptíveis a defeitos de porosidade (Michie et al, 1999).
Porém, o aumento da movimentação da poça de fusão é que é considerado por Akulov et al
(1966) um fator que realmente contribui para a maior difusão dos gases diluídos na poça, o
que é questionável a depender do sentido dessa movimentação, podendo tanto contribuir
difusão dos gases quanto aumentar a absorção desses.
A habilidade do duplo arame na soldagem de aços revestidos com uma camada de
zinco (galvanizados) e com “primer” (tinta anti-corrosiva) tem sido apontada como um dos
maiores benefícios do processo (Bohme et al, 1996 e Dilthey et al, 1998). Pode-se encontrar
baixos níveis de porosidade em soldagem de algumas ligas de alumínio, mesmo utilizando-se
altas velocidades de soldagem (Dilthey et al, 1998).
2.3.5 - Formabilidade do cordão
O processo MIG/MAG duplo arame é normalmente realizado na posição plana,
disposição em série. Porém, há a possibilidade de rotacionar a tocha no intuído dos arames
possuírem um ângulo em relação ao sentido da soldagem, o que é citado por Mulligan &
Melton (2002) como uma vantagem no aumento da tolerância nos ajustes entre peças a serem
soldadas.
2.3.6 - Outras vantagens
Outras vantagens operacionais que o processo MIG/MAG Duplo Arame possui são
descritas a seguir:
• Controle da geometria do cordão de solda, através do posicionamento das tochas
(ângulos) e do comprimento de arco de cada arame (Gonzales, 1999 e Michie et al,
1999);
• Utilização de eletrodos com diferentes diâmetros e diferentes composições químicas
(Gonzales, 1999);
18
• Eletrodos podem ser alimentados com diferentes velocidades (Gonzales, 1999 e Michie
et al, 1999);
• Apresenta-se como uma solução na soldagem de juntas mal ajustadas (Gonzales,
1999 e Michie et al, 1999);
• Baixo aporte térmico – é possível reduzir o aporte de calor, aumentando-se a
velocidade de soldagem, minimizando tensões residuais (distorções) (Gonzales, 1999 e
Michie et al, 1999);
• Economia no consumo do gás de proteção e redução nos custos no que diz respeito à
mão de obra. Segundo Mulligan & Melton (2002), o custo por metro foi menor em 45%
(soldas de topo com chapas de 10 mm) e de 26% (soldas de filete), comparado ao
processo MIG/MAG convencional, com arame simples. Esta redução de custo deu-se
ao decréscimo do número de passes.
Pode-se ainda apontar algumas vantagens intrínsecas ao próprio processo MIG/MAG
citadas pelo Welding Handbook (American Welding Society – AWS, 1991) e outros autores:
• Extrema versatilidade e ampla faixa de aplicações;
• Excelentes características para robotização;
• Redução na produção de fumos em relação ao eletrodo revestido e eletrodo tubular;
• Pouca ou nenhuma produção de escória. (Sadler, 1999).
2.4 - Desvantagens do processo
2.4.1 - Custo do equipamento
O custo dos equipamentos e acessórios que compõem o sistema MIG/MAG Duplo
Arame normalmente encontrados no mercado ainda é muito elevado, o que muitas vezes
afasta os potenciais consumidores dessa nova tecnologia. Sistemas com potencial isolado
exigem ainda um custo maior que sistemas com potencial único, isto porque há a necessidade
de equipamentos mais sofisticados como, por exemplo, fontes de soldagem sinérgicas, dois
cabeçotes de alimentação e sistemas de resfriamento da tocha (devido à altas correntes de
soldagem) (Mulligan & Melton, 2002). Mesmo com esse alto custo, o processo pode fornecer
um retorno financeiro considerável devido à sua capacidade de aumentar a produção.
19
2.4.2 - Aspectos relacionados com segurança e saúde
Um grande problema a ser considerado é a emissão de luzes ultravioletas por parte do
arco elétrico. No caso do duplo arame, essa emissão supera bastante a versão do MIG/MAG
para um só arame, pois há a soma da emissão de dois arcos-elétricos. Essa luz pode ser muito
danosa ao ser humano, podendo provocar queimaduras na pele e, sem a proteção adequada,
afetar a visão.
Similarmente, os altos níveis de calor devem ser levados em conta, sendo necessário
a utilização de roupas apropriadas. Não se pode esquecer da geração de fumos que é intensa,
sendo aconselhável a extração do mesmo através de exaustores. A emissão de ruídos é
intensificada e, dependendo do tipo de transferência metálica, pode ser bastante nociva ao
sistema auditivo humano. O tipo de transferência metálica que produz um maior nível de ruído
é por curto-circuito.
2.4.3 - Necessidade de treinamento de pessoal
No processo MIG/MAG Duplo Arame é possível controlar separadamente os
parâmetros de cada arame. Todavia, há muitos parâmetros que precisam ser ajustados para se
obter uma soldagem contínua e com estabilidade do arco. Treinamento, portanto, é necessário
para familiarizar o engenheiro de soldagem e operador com o processo.
2.4.4 - Outras desvantagens
Algumas outras limitações são apresentadas por Gonzáles (1999) no uso de duplo
arame em MIG/MAG, ou seja:
• As taxas de fusão são limitadas – devido principalmente às condições físicas do arco
em correntes elevadas;
• Interferência do campo magnético ou deflexão magnética devido à proximidade dos
arcos.
A esta lista de limitações citadas por Gonzáles ainda poderiam ser acrescentados
3
:
• Dificuldade na montagem e preparação da área de trabalho onde serão realizadas as
soldagens, acarretando em maior tempo de preparação e, conseqüentemente, aumento
dos custos do processo (aumento da complexidade do sistema);
3
Américo Scotti (Comunicação verbal)
20
• A abertura dos arcos é mais complicada.
Em relação à limitação quanto ao “sopro magnético”, deve-se lembrar que o arco de
soldagem é um condutor de corrente elétrica e assim sofre interações da corrente elétrica por
ele transportado com os campos magnéticos por ele gerado. Se um condutor de corrente
elétrica de comprimento l, percorrido por uma corrente elétrica i, é colocado numa região onde
exista um campo magnético B, ele experimenta uma força Fem, conhecida como Força
eletromagnética ou “Força de Lorentz”, que é dada pela Equação 1:
Fem = B.i.l (1)
sendo Fem, B e I grandezas vetoriais mutuamente perpendiculares.
Existem importantes efeitos que podem influir numa soldagem a arco, sendo que estes
efeitos podem favorecer ou prejudicar a soldagem. Um desses efeitos é o chamado “Sopro
Magnético”, conhecido também como Deflexão Magnética. Este efeito consiste em um desvio
do arco de sua posição normal de operação, como conseqüência de uma assimetria
(gradiente) na distribuição da intensidade do campo eletromagnético em função de variações
bruscas na direção da corrente elétrica e/ou arranjo assimétrico de material ferromagnético em
torno do arco, como pode-se observar na Figura 2.11.
Figura 2.11 - Causas para assimetria dos campos eletromagnéticos, provocando sopro
magnético. Em cima, causado pela posição da conexão do cabo terra, enquanto em baixo,
causado pela diferença da permeabilidade entre a chapa e o ar atmosférico
A assimetria do campo magnético também se manifesta quando se emprega mais de
um arame-eletrodo (Machado, 1996) soldando continuamente e relativamente próximos um do
outro, como pode ser observado na Figura 2.12. Existem três possíveis casos: (a) eletrodos
com diferentes polaridades (os campos magnéticos são aditivos e há deflexão no sentido
21
oposto ao centro); (b) dois eletrodos com mesma polaridade, + ou – (a deflexão ocorre no
sentido do centro); (c) um eletrodo é CC (+ ou -) e o outro CA (é esperada que muito pouca
deflexão ocorra).
Figura 2.12 - Interação entre os campos magnéticos produzidos por eletrodos próximos um do
outro e soldando simultaneamente, em função da combinação do tipo de corrente
O sopro magnético é quase sempre indesejável em soldagem, pois orienta o arco para
direções que, em geral, prejudicam a penetração e uniformidade do cordão de solda, além de
causar a instabilidade do arco e dificultar a operação.
No caso do processo duplo arame, o sopro magnético é originado pelos campos
magnéticos gerados quando dois arcos operam um próximo do outro. A deflexão magnética
neste caso pode ser minimizada ou eliminada através de algumas medidas simples, tais como:
• Soldar com arco mais curto;
• Usar correntes mais baixas, quando possível, e
• Usar correntes pulsadas defasadas, de tal forma que só um eletrodo esteja mais
energizado de cada vez;
• Usar corrente alternada, pois o efeito do sopro seria menor (prática ainda não
comentada na literatura para o caso do MIG/MAG).
2.5 – Influência das variáveis do processo
Quanto mais conhecido é o processo de soldagem, mais fácil se torna para o engenheiro
de soldagem prever o efeito esperado do ajuste das variáveis sobre o cordão resultante. O
comportamento de muitas destas variáveis, como corrente, pode até ser extrapolado para
outros processos similares. Entretanto, devido ao caráter inovador do processo MIG/MAG
Duplo Arame e do grande número de novas variáveis, um melhor aproveitamento do processo
passa pelos conhecimentos dos efeitos de variáveis, como:
22
• Transferência metálica (ou níveis de corrente);
• Modo operacional (potencial único ou potencial isolado);
• Alinhamento do eletrodo em relação ao cordão de solda (seqüencial ou transversal);
• Independência de parâmetros em cada arame;
• Uso de Corrente Pulsada
• Velocidade de Alimentação;
• Velocidade de Soldagem;
• Ângulo de ataque;
• Tipo de junta e espessura do material;
• Distância bico de contato-peça (DBCP);
• Gás de proteção;
• Distância entre eletrodos
A seguir, são feitas explicações mais detalhadas sobre cada um desses aspectos.
2.5.1 - Transferência metálica
Os processos de soldagem com eletrodo consumível são amplamente usados, visto que
o metal de enchimento é depositado mais eficientemente e em maiores taxas do que nos
outros métodos. Nestes processos, tais como eletrodo revestido, MIG/MAG, eletrodo tubular e
arco submerso, o arco é aberto entre a peça e a ponta do eletrodo consumível. O eletrodo, que
transporta a corrente de soldagem, é aquecido e fundido, resultando no destacamento de gotas
metálicas que proporcionam o enchimento da junta. Este metal transferido combina-se com a
poça fundida na superfície da peça, produzida pela ação do aquecimento do arco, para dar um
formato particular ao cordão de solda (Pandey et al, 1995).
Se a taxa de alimentação do arame for balanceada por sua taxa de fusão, o processo
operará de forma estável e contínua. Uma falha neste balanço resultará na extinção do arco,
ou por curto-circuito ou pelo crescimento excessivo do arco. A relação entre a taxa de fusão e a
corrente é dada e amplamente apresentada na literatura (por exemplo, Norrish & Richardson,
1988) como:
(2)
23
onde TF é a taxa de fusão, α e β são constantes associadas com o gás de proteção, polaridade
e diâmetro e material do eletrodo, I é a corrente e L a extensão do eletrodo (comprimento
energizado). Esta relação é útil na determinação da velocidade de alimentação do arame em
MIG/MAG, mas não dá nenhuma indicação dos mecanismos de transferência envolvidos
(Norrish & Richardson, 1988).
De acordo com Norrish & Richardson (1988), Heald et al (1994) e Pandey et al (1995),
entre outros, o modo onde o metal é transferido no arco afeta diferentes aspectos do processo
de soldagem, tais como: quantidade e tipo de respingo e de porosidade gerados, taxa de
geração de fumos, nível de retenção de gás, estabilidade do arco, possibilidade de soldagem
em várias posições, composição química e propriedades mecânicas e metalúrgicas do metal de
solda, molhamento do metal de base, aparência superficial (geometria) do cordão, qualidade
do metal de solda e estabilidade da poça de solda. Além disso, o modo de transferência
metálica tem um grande efeito sobre a penetração, a solidificação, o fluxo de calor e a faixa
disponível dos parâmetros de soldagem. A qualidade da transferência de material é
dependente da forma do arco, da corrente de soldagem, da polaridade do eletrodo, da tensão
do arco, da distância bico de contato peça, do tipo e vazão do gás de proteção, do ângulo da
tocha e dos elementos de liga do eletrodo, além da pressão ambiente (Pandey et al, 1995).
Dependendo das condições de soldagem, existem diferentes modos pelos quais esta
transferência de metal pode ocorrer. O fenômeno em geral é chamado transferência metálica e
depende de várias forças que atuam na gota (Pandey et al, 1995).
a) Tipos de transferência metálica
A transferência metálica tem sido estudada desde a introdução dos processos de
soldagem com eletrodos consumíveis. O fenômeno da transferência metálica em soldagem a
arco e especialmente os mecanismos que o governam receberam considerável atenção entre
as décadas de 1950 e de 1960, quando técnicas de filmagem de alta velocidade, mesmo que
limitadas, foram usadas para investigar o arco elétrico do processo MIG/MAG. Além da
filmagem com câmaras de alta velocidade (500 a 14000 quadros por segundo), que é uma das
mais valiosas ferramentas para estas investigações, outra ferramenta usada para investigar os
mecanismos de transferência metálica foi o osciloscópio que registra sinais de tensão e
corrente simultaneamente com filmagens de alta velocidade (Liu & Siewert, 1989 e Pandey et
al, 1995).
Algumas tentativas foram feitas para classificar a larga faixa de comportamentos
observados nos tipos de transferência metálica e o International Institute of Welding (IIW)
propôs um sistema de classificação desses tipos em grupos (Norrish & Richardson, 1988). De
24
acordo com o IIW (IIW DOC XII-636-76 apud Pandey et al, 1995), a transferência metálica pode
ser classificada em três grupos principais: transferência por vôo livre, transferência por contato
(curto-circuito) e transferência protegida por escória.
A classificação completa dos tipos de transferência metálica em MIG/MAG é
apresentada junto com alguns tipos adicionais na Tabela 2.1 e esquematicamente ilustrada na
Figura 2.13 (Stenbacka & Persson, 1989). O International Institute of Welding (IIW) classificou a
transferência metálica em 12 tipos mas, em geral, três tipos (curto-circuito, globular e goticular
(“spray”)) são citados na maioria das publicações (Liu & Siewert, 1989 e Pandey et al, 1995).
Tabela 2.1 - Classificação de transferência metálica pelo IIW (Liu & Siewert, 1989) adaptada
para a nomenclatura empregada no LAPROSOLDA (Laboratório para o Desenvolvimento de
Processos de Soldagem – UFU).
.
Tipo de Transferência Processos de Soldagem (exemplos)
I Transferência por vôo livre
1. Globular MIG/MAG baixas correntes
1.1 Globular repelida MIG/MAG protegido por CO
2
2. Goticular (“Spray”)
2.1 Goticular axial MIG/MAG com corrente intermediária
2.2 Goticular com elongamento MIG/MAG com corrente média
2.3 Goticular rotacional MIG/MAG com correntes altas
3. Gotas explosivas Eletrodos revestidos e arame tubular
II Transferência por contato
2.1 Curto-circuito MIG/MAG com baixas correntes e
comprimento de arco.
2.2 Contato sem interrupção TIG com alimentação
III Transferência protegida por escória
3.1 Fluxo guiado por parede Arco Submerso
3.2 Outros Eletrodos Revestidos, Arame tubular,
Eletroescória, etc.
Na transferência por vôo livre, o eletrodo não toca a poça de fusão. As gotas metálicas
são destacadas da ponta do eletrodo e se movem através da coluna do arco. Nesse processo,
um arco é mantido continuamente entre o arame de enchimento e a peça e o metal é
transferido através do arco em pequenas gotas (Figura 2.13, A - F) (Norrish & Richardson,
1988 e Stenbacka & Persson, 1989).
Quando o eletrodo toca a poça de solda e a gota formada em sua ponta é puxada para
a poça de solda fundida por ação da tensão superficial, ocorre outro tipo de transferência
metálica chamada transferência por contato ou curto-circuito (Figura 2.13, G). Para os
processos de soldagem que usam grande quantidade de fluxo, a transferência metálica pode
envolver camadas de escória, conhecida como transferência protegida por escória, que é o
25
caso do processo de soldagem por arco submerso e por eletrodos revestidos (Pandey et al,
1995).
Figura 2.13 - Modos de transferência classificados pela IIW e adaptados à nomeclatura
empregada no LAPROSOLDA, onde: A = globular, B = globular repelida, C = goticular (“spray”)
axial, D = goticular com elongamento; E = goticular rotacional, F = gotas explosivas; e G =
curto-circuito (Stenbacka & Persson, 1989).
Liu & Siewert (1989) investigando o fenômeno de transferência metálica em aço
carbono comum, observaram que havia uma repentina mudança na freqüência de transferência
da gota sobre uma estreita faixa de corrente, que foi chamada de “corrente de transição”, e que
esta aumenta com a diminuição da extensão e com o aumento do diâmetro do eletrodo.
Woods apud Liu & Siewert (1989) observou a importância da composição química do
eletrodo na determinação do tipo de transferência metálica e nos níveis de respingo. Ele
verificou que as características de transferência de todas as ligas de metal de enchimento
também dependem da concentração e da pressão de vapor dos elementos de liga
incorporados. A vaporização de elementos como magnésio e zinco causam instabilidade do
arco e explosão das gotas metálicas, resultando em transferência metálica instável.
b) Transferência metálica no processo duplo arame
Muitos trabalhos sobre transferência metálica já foram desenvolvidos para arame
simples, porém pouco se sabe a respeito da influência da mudança de alguns parâmetros de
soldagem e aspectos construtivos de tochas sobre a transferência metálica no Duplo-Arame.
No processo MIG/MAG, o modo de transferência metálica atuante pode ser influenciado
por vários fatores, principalmente por aqueles relacionados com a intensidade de corrente, com
26
o comprimento do arco, com a composição do gás, com o diâmetro, comprimento e material do
eletrodo. Especialmente no processo duplo arame, há ainda a influência dos campos
eletromagnéticos formados em cada arame.
Motta et al (2005) estudaram a transferência metálica e a influência dos campos
eletromagnéticos entre os arcos para o processo MIG/MAG (DAPI) na disposição transversal e
com corrente pulsada defasada. Eles demonstraram uma relação entre desvios ocorridos nos
arcos elétricos com desvios nas gotas metálicas destacadas. Os autores puderam confirmar a
interferência entre os arcos através da filmagem da soldagem com corrente pulsada em três
momentos, a saber, arco esquerdo no período de pulso da corrente, arco direito no período de
pulso e ambos no período de pulso, como pode ser observado pela Figura 2.14
(a) (b) (c)
Figura 2.14 - Imagens de arcos voltaicos: a) arco esquerdo está no período de pulso da
corrente; b) arco direito está no período de pulso; c) Ambos estão no período de pulso (Motta et
al, 2005)
Motta et al (2005) puderam ainda verificar (Figura 2.14) a diferença no formato dos
arcos elétricos quando estão abertos, separadamente, e juntos, ao mesmo tempo, o que
possibilitou a identificação da interferência eletromagnética. Ainda, segundo os autores, outro
aspecto que chama a atenção na Figura 2.14c é a maior deflexão sofrida pelo arco esquerdo
(comandado pela fonte mestra) em relação ao arco direito, fato explicado pelo posicionamento
do eletrodo do lado esquerdo, que em seus experimentos sempre ficou mais próximo do cabo
terra.
Como conseqüência do maior desvio do arco da esquerda, os desvios das gotas
destacadas desse eletrodo foram mais acentuados, como pode ser observado na Figura 2.15.
Como as condições de soldagem foram similares para ambos os arcos, suspeitou-se que uma
maior interferência eletromagnética estava influenciando de forma mais intensa a resultante
das forças que agiam sobre as gotas destacadas do eletrodo (Motta et al, 2005).
27
Figura 2.15 - Exemplo de uma seqüência de transferência pulsando em fase e a respectiva
representação gráfica da trajetória com ângulos resultantes da interferência eletromagnética
(θe = 30
o
e θd = 16
o
) (Motta et al, 2005)
Pereira (2001), também enfrentando o problema de desvio do arco para paredes do
chanfro, analisou a mudança no posicionamento do cabo terra para soldagem de corpos de
provas chanfrados para o processo MIG/MAG, com um único arame. O autor esperava que o
sopro magnético gerado poderia provocar o desvio do cordão para um lado preferencial do
chanfro, porém, isto não foi observado, isto é, não houve desvio preferencial do cordão para
qualquer parede do chanfro, sendo que em alguns casos, houve até a geração de desvio duplo
dos cordões.
Em ambas as tochas, de potencial único e de potencial isolado, pode-se obter os quatro
modos conhecidos de transferência metálica:
• Globular: baixas correntes e comprimentos de arco altos;
• Curto-circuito: baixas, medias e altas correntes e comprimentos de arco curtos;
• Goticular (“spray”): médias e altas correntes e comprimentos de arco longo;
• Rotacional: altas correntes e comprimentos de arco longos.
Deve-se ressaltar que, dependendo da tocha e dos parâmetros utilizados, pode-se obter
modos de transferência diferentes para cada arame. Pode-se também obter diferentes modos
de transferência quando se estiver trabalhando em correntes de transição, onde os modos de
transferência ainda não estão bem definidos.
Existem basicamente duas correntes de transição. A primeira, onde a transferência
pode mudar de globular ou curto-circuito, dependendo do comprimento do arco, para a
transferência goticular, e a segunda, quando o modo de transferência muda de goticular para
rotacional. As correntes de transição são dependentes de vários fatores como diâmetro do
eletrodo, gás de proteção, comprimento do arco, etc.
28
Mudanças nos modos de transferência metálica têm relação direta com o resultado
final do cordão soldado, tanto no aspecto de visual quanto nos aspectos relacionados aos
parâmetros geométricos do perfil soldado.
2.5.2 - Modo operacional
Existem duas correntes no mercado, uma que defende a utilização da tocha tipo
potencial único e a outra, endossada pela maior parte da literatura, que sustenta que cada
arame deve ser alimentado separadamente, ou seja, a tocha deve ter potencial isolado. A
defesa da segunda corrente baseia-se na maior flexibilidade para ajustar parâmetros
independentes para cada arame e, até mesmo, no fato de se poder usar corrente pulsada
defasada, reduzindo o efeito da interferência eletromagnética, conseguindo obter um arco mais
estável e um melhor aspecto do cordão. Esta vantagem superaria a vantagem da maior
simplicidade do ajuste dos parâmetros (o mesmo ajuste, tensão e velocidade de alimentação,
para os dois arames). Deve-se lembrar que em qualquer dos casos pode-se usar a
transferência metálica do tipo curto-circuito, goticular e pulsada.
A princípio, poder-se-ia pensar que por estar trabalhando com potencial único, as
intensidades de correntes, valores de tensão e os comprimentos dos dois arcos seriam os
mesmos para os dois arames. Também seria possível pensar que não haveria distinção entre
eletrodo da frente ou de trás, caso se trabalhe na configuração seqüencial. Na verdade, isto
não é sempre correto, pois, na prática, o arco da frente tende a ter uma distância bico de
contato-peça (DBCP) real um pouco mais longa do que do arco de trás, por ter o arco aberto
sobre a chapa, enquanto o arco de trás age sobre a poça. Uma maior DBCP tende a favorecer
um arco mais curto para uma dada tensão disponível, para compensar por um comprimento de
eletrodo mais longo (mesma resistência elétrica = mesma queda de tensão). Como em
potencial único os arcos podem ser por analogia equiparados a duas resistências em série (ver
Figura 2.4(b)), a corrente que passa nos dois arcos deveria ser a mesma. Mas como os
comprimentos dos eletrodos não são os mesmos (devido à diferença na DBCP real), o
consumo seria maior para o eletrodo da frente (maior comprimento). Porém, se a velocidade de
alimentação ajustada for a mesma para os dois arames, para se manter a igualdade da
velocidade de alimentação com o consumo, a corrente do eletrodo da frente torna-se menor.
Na Figura 2.16 se pode observar essa diferença entre os valores médios das correntes
dos eletrodos da frente (I1) e de trás (12), os quais foram obtidos durante uma soldagem real.
Apesar da pouca diferença nos valores, outros experimentos mostraram ser os mesmos
sempre sistemáticos (I1 < I2). A diferença também para os valores de tensão (V1 > V2) não era
esperada por ser a tocha de potencial único, mas estes valores referem-se a tensões dentro de
29
cada fonte e não no arco. A causa pode estar relacionada ao sistema de controle que cada
fonte exerce para procurar manter um mesmo valor de tensão no bico de contato.
Pelo parágrafo anterior, pode-se perceber que o uso de uma tocha potencial único não
vai garantir exatamente os mesmos parâmetros nos dois arcos. A diferença vai se tornando
ascendente quanto maior a resistividade do eletrodo. Porém, o usuário pode usar o artifício (se
o equipamento permitir) de se usar velocidades de alimentação diferenciadas entre os dois
arames. Ao se aumentar a velocidade do arame do arco de frente, por exemplo, a corrente
sobre este arco vai aumentar, mas o arco vai ficar mais curto. Como não se pode aumentar a
tensão sobre só o primeiro arame, para aumentar o comprimento do arco, existe uma limitação
grande para ajustar diferentes valores de velocidade de alimentação entre os dois arames. O
entendimento deste fenômeno é que fará possível ao usuário ajustar corretamente seus
parâmetros.
Figura 2.16 – Oscilogramas e valores médios das correntes e tensões nos arames da frente e
de trás (Soldagem MIG/MAG duplo arame de simples deposição sobre chapa, posição plana,
configuração seqüencial, tocha potencial único, arame AWS ER70S6 de 1,2 mm, com proteção
de Ar+8%CO
2
)
A literatura mostra que os primeiros trabalhos empregando multi-eletrodos no
processo MIG/MAG foram com uma fonte única de soldagem, portanto com mesmo potencial.
Segundo Michie et al (1999), o processo apresentou instabilidade em soldagens com
30
transferência por curto-circuito, uma vez que quando um dos arames tocava a poça de fusão,
toda a corrente passava somente por esse arame, causando o seu rompimento de uma forma
violenta.
Ainda sobre a tocha de potencial único, um mesmo ajuste de tensão pode levar a
soldagens diferentes (correntes, tipos de transferências, acabamento, etc.), caso este ajuste
tenha sido feito na fonte conectada no arame da frente ou no de trás e a direção de soldagem
mude sem se reposicionar a tocha (ou seja, o arame da frente passa a ser o de trás e vice-
versa). Nas fontes modernas, o controle da tensão pode ser feito pelo valor da corrente. Como
visto, apesar de em potencial único a tensão ser a mesma, a corrente real sobre cada eletrodo
pode se tornar diferente. Assim, os valores dos parâmetros de soldagem serão diferentes caso
a fonte mestre esteja comandando o eletrodo da frente ou o de trás.
O processo de potencial isolado tem sido mais recomendado pela maior parte da
literatura devido a maior versatilidade em termos de ajuste de parâmetros em cada eletrodo.
Porém, deve-se levar em consideração os custos dos equipamentos envolvidos.
2.5.3 - Alinhamento do eletrodo em relação ao cordão de solda
Os arames na soldagem MIG/MAG duplo arame podem estar alinhados, em relação ao
cordão de solda, um atrás do outro (alinhamento seqüencial) ou um paralelo ao outro
(alinhamento transversal).
Como já foi citado anteriormente, a utilização do alinhamento transversal é bastante
utilizada na soldagem de revestimentos. Motta (2002) encontrou bons resultados (cordões
uniformes) para essa aplicação utilizando o processo duplo arame com duas tochas acopladas,
tanto na posição plana quanto na sobre-cabeça. Pode-se observar pela Figura 2.17, uma série
de soldagens efetuadas na posição sobre-cabeça nesse alinhamento estudado pelo mesmo
autor.
(a)
31
(b)
Figura 2.17- Soldagem de chapa de aço carbono de 12 mm de espessura na posição sobre-
cabeça, utilizando DAPI, arames ER70S-6 de 1,2 mm de diâmetro e alinhamento transversal:
(a) vista superior; (b) seção transversal (Motta, 2002)
Em se fixando os mesmos parâmetros de soldagem, a mudança de alinhamento
transversal para seqüencial garante maiores penetrações, o que é visto como vantajoso para o
preenchimento de juntas de topo e filete. Hedegärd et al (2004) demonstraram essas
vantagens em algumas aplicações, o que pode ser ilustrado pela Figura 2.18.
(a) (b)
Figura 2.18 – Soldagem utilizando alinhamento seqüencial sobre material de base de aço
carbono de 12 mm de espessura: (a) junta de topo; (b) junta de filete (Hedegärd et al, 2004)
Visualizando o uso de parâmetros diferentes em cada eletrodo, é possível imaginar
benefícios do alinhamento seqüencial (como no processo arco submerso multi-arames),
condição em que a penetração do cordão parece ser maior. Mas a simplicidade advinda do uso
de parâmetros iguais levaria a considerar os uso dos arames dispostos transversalmente. Este
alinhamento poderia ainda levar a um melhor acabamento (maior molhabilidade,
conseqüentemente, maior largura e menor convexidade), além de favorecer a formação do
cordão em soldagens de alta velocidade e juntas com menor tolerância de preparação.
Como solução intermediária entre a maior penetração do alinhamento seqüencial e o
melhor acabamento do alinhamento transversal vem a proposta do alinhamento em diagonal.
Esta situação poderia ser interessante em juntas sobrepostas, sendo que o arame-eletrodo
líder atuaria sobre o lado da chapa superior (maior capacidade de absorção de calor).
32
2.5.4 - Independência de parâmetros em cada arame
Ao se trabalhar com potencial único, as velocidades de alimentação também podem
ser diferentes para cada arame. É de se esperar que o de menor velocidade vá tender a um
arco maior e conduzir menor corrente. Esta característica pode se tornar importante em
soldagem com alinhamento seqüencial, possibilitando um controle do acabamento pela ação
do segundo arame. Mas acredita-se também que haverá pouca margem para ajuste.
Já no caso do modo potencial isolado, pode-se controlar a corrente e tensão em cada
arco separadamente, ou seja, pode-se conseguir arcos mais longos, embora mantendo a
mesma corrente ou, mesmo, maior corrente (maior consumo).
2.5.5 - Uso de corrente pulsada.
A tocha DAPI possibilita a utilização da técnica de defasagem entre pulsos, a qual foi
explorada por, entre outros pesquisadores, Motta et al (2005). Estes autores chegaram às
seguintes conclusões para aço carbono, com o posicionamento paralelo dos eletrodos e
corrente média abaixo da corrente de transição:
• A defasagem de tempo entre os pulsos de corrente dos arcos voltaicos realmente reduz
os desvios dos arcos, como apregoado na literatura e por fabricantes de equipamento,
mas este resultado pode não se reproduzir se for extrapolado para correntes médias
acima da de transição;
• Há um conseqüente desvio de trajetória das gotas em transferência com os desvios dos
arcos, com implicação sobre a formação da poça de fusão;
• Entretanto, a defasagem não é necessariamente benéfica para a formação do cordão,
já que torna o cordão com dupla penetração, embora com menor convexidade.
Aparenta ser benéfico para revestimento, mas pode não ser para união;
• Tendo como critério de avaliação para a estabilidade dos arcos os desvios-padrão das
tensões nos períodos de pulso e de base da corrente, pode se afirmar que a defasagem
nos pulsos de corrente não teve influência estatisticamente significativas sobre a
estabilidade dos arcos;
• Tendo como critérios de avaliação o acabamento dos depósitos, a quantidade de
salpicos e a presença de porosidades, não houve diferenças significativas entre os
depósitos realizados com e sem a tecnologia de defasagem nos pulsos de corrente;
• Finalmente, esses resultados mostram que a tecnologia da defasagem nos pulsos de
corrente não é essencial para a operacionalização do processo.
33
2.5.6 - Velocidade de soldagem
A velocidade de soldagem, como já foi citado anteriormente, é um parâmetro de
grande importância para o processo MIG/MAG Duplo Arame, pois é ela que dita a possibilidade
de aumento da produtividade.
A relação da velocidade de soldagem com a velocidade de alimentação é que
determina a quantidade de material depositado para um dado rendimento de deposição.
Portanto, para uma determinada análise da área do perfil soldado, esses parâmetros são
normalmente considerados juntos, sendo usualmente postos numa proporção constante, a qual
significará numa mesma área total (área depositada, mas não necessariamente área fundida)
para diferentes velocidades.
É sabido que altas velocidades de soldagem não são conseguidas no processo com
arame simples devido ao aparecimento de defeitos, como falta de fusão, “humping
4
” e
principalmente mordeduras. O aparecimento desses defeitos está relacionado com o tempo
decorrido entre a goivagem do canal na superfície do metal de base e o seu preenchimento
com o metal fundido. Caso as condições de resfriamento venham a promover a solidificação do
metal fundido antes que se complete o preenchimento desse canal, as falhas que surgirão
poderão ser caracterizadas como defeitos (Baixo apud Motta, 2002)
Conforme Paton et al apud Motta (2002), a soldagem com mais de um arco operando
sobre uma mesma poça fundida possibilita aumentar consideravelmente a velocidade de
soldagem antes que ocorra o aparecimento dos defeitos citados anteriormente. Entretanto, este
aumento de velocidade no processo Duplo Arame também tem seu limite. Um aumento
exagerado gera os mesmos defeitos existentes no arame simples, portanto, deve-se estudar
bem as possibilidades de aumento de velocidade.
2.5.7 - Velocidade de alimentação
Nos dois tipos de tocha, potencial único e potencial isolado, há possibilidade de variar
a velocidade de alimentação nos dois arames, pois sempre são utilizados dois cabeçotes de
alimentação.
Normalmente no MIG/MAG Duplo Arame com potencial único são utilizadas as
mesmas velocidades de alimentação. Pequenas diferenças de velocidade são aceitas, pois
4
Humping pode ser definido como um defeito que apresenta uma superfície de contorno irregular,
consistindo de uma seqüência de saliências intercaladas por depósitos de contornos relativamente
uniformes (Savage et al apud Motta, 2002)
34
nessa configuração a tensão de soldagem não pode ser ajustada para cada arame, fazendo
com que grandes diferenças venham a acarretar numa transferência muito instável.
Uma das grandes vantagens do MIG/MAG Duplo Arame com potencial isolado é
justamente a possibilidade de se obter maiores variações de velocidade alimentação para cada
arame, devido a maior capacidade de ajuste de parâmetros para cada arame.
Mulligan & Melton (2002) estudaram a influência da variação das velocidades de
alimentação para os dois arames sobre a mudança no perfil soldado numa mesma velocidade
de soldagem (600 mm/min). Um resumo dos seus resultados pode ser visto pelas Figuras 2.19
a 2.22 (há pouca robustez nos resultados, i.e., há uma dispersão dos dados geométricos).
Segundo estes autores, ambas as velocidades quando incrementadas proporcionam um
aumento da penetração e largura dos cordões soldados, mas o efeito do arame líder é muito
mais pronunciado quando se trata de penetração (ver inclinação das curvas na Figura 2.21) e o
efeito do arame guiado é um pouco mais pronunciado quando se trata de largura do cordão
(ver inclinação das curvas na Figura 2.22).
Figura 2.19 - Macrografias de soldagens feitas com a velocidade de alimentação do arame líder
fixa (17,9 m/min) e decaindo a do guiado em 4 níveis (Mulligan & Melton, 2002)
Figura 2.20 - Macrografias de soldagens feitas com a velocidade de alimentação do arame
guiado fixa (17,9 m/min) e decaindo a do líder em 4 níveis (Mulligan & Melton, 2002)
35
Figura 2.21 - Evolução da penetração para aumentos da Valim nos arames líder e guiado
(Mulligan & Melton, 2002)
Figura 2.22 – Evolução da largura para aumentos da Valim nos arames líder e guiado (Mulligan
& Melton, 2002)
Ainda segundo Mulligan & Melton (2002) para se obter uma maior estabilidade na
transferência com menores perdas de material por respingo e melhor formato do cordão
soldado, utiliza-se velocidade de alimentação maior no arame líder. Esses autores alcançaram
melhores resultados com a velocidade de alimentação do arame de trás (guiado) menor que o
do líder, ficando entre 60 a 100% do valor da velocidade do arame líder.
36
2.5.8 - Ângulo da tocha
A tocha pode ser posicionada de três formas em relação ao ângulo de ataque:
empurrando, perpendicular e puxando. Existem dois aspectos a serem analisados. O primeiro é
sobre a penetração. É sabido classicamente que a posição puxando favorece a penetração na
chapa de base e que a posição empurrando favorece um cordão menos convexo em
detrimento da penetração. Visualizando uma aplicação do processo em chapas mais finas, a
opção empurrando parece mais atrativa.
Com a inclinação da tocha promove-se a mudança do ângulo de ataque dos dois
arames ao mesmo tempo. Porém, algumas configurações de tochas (Figura 2.23) possibilitam
que o próprio bico de contato imponha o ângulo de ataque de cada arame.
Figura 2.23 – Configurações mais comuns de tocha comercial em relação ao ângulo entre os
arames líder e guiado (Hedegärd et al, 2004)
Trabalhos foram desenvolvidos por alguns autores (Okui et al, 1989; Dilthey et al 1998 e
Mulligan & Melton, 2002) na intenção de avaliar o efeito do ângulo para cada arame. Cada
autor tem sua opinião própria sobre as melhores configurações. Deve-se ressaltar que,
dependendo dos outros parâmetros utilizados, configurações diferentes podem ser
encontradas como as ideais. Para Okui et al (1989), por exemplo, a configuração ideal de
estabilidade da poça de fusão usando um sistema de duas tochas e para arames de 1,2 mm
foi: distância entre eletrodos de 15 a 40 mm, com o eletrodo líder angulado de 10º e o guiado
de –5º (os autores não deixam claro se os ângulos são empurrando ou puxando, mas presume-
se que o ângulo positivo seja empurrando e o negativo puxando). Kodama et al (1997) usou
duas tochas anguladas a 6º (empurrando) e separação entre 25 a 35 mm. Já Dilthey et al
(1998) afirmam que ambos os eletrodos (tocha única) devem estar angulados simetricamente
entre 10 a 11º. Mulligan & Melton (2002) citam que a tocha da Fronius é construída de tal forma
37
a ter o eletrodo líder perpendicular e o eletrodo guiado levemente inclinado na direção
empurrando.
Uma outra forma de ajustagem é rotacionar a tocha é em relação à linha de centro do
cordão, ou seja, numa disposição seqüencial do arame pode-se desviar em pouco um do outro.
Acredita-se que este procedimento permite se soldar com juntas com menor tolerância nos
ajustes entre peças a serem soldadas (Mulligan & Melton, 2002). Porém, a existência de um
ângulo por volta de 20º resulta numa necessidade de redução da velocidade de soldagem em
25-30% (Dilthey et al, 1998). Para materiais de pequenas espessuras (< 4 mm) essa rotação é
considerada desnecessária (Bohme et al, 1996).
2.5.9 - Tipo de junta e material
Acredita-se que as juntas mais prováveis para a utilização do MIG/MAG duplo arame
sejam as de chapas entre 2 a 12 mm, de topo, em ângulo (junta em T) e sobrepostas
(principalmente). Chapas mais finas provavelmente demandariam processos com arco mais
concentrados e chapas mais grossas teriam outros processos mais atrativos em termos de
facilidade operacional.
O processo Duplo Arame é aplicado principalmente na soldagem de peças em aço
carbono e alumínio e, em menor escala em aços inoxidáveis. É também bastante estudado em
áreas que historicamente são problemáticas para o MIG/MAG, como por exemplo, na soldagem
de chapas oxidadas, galvanizadas e pintadas (Ketron et al, 2002). Sabe-se que um dos fatores
que aumenta o tempo de preparação das chapas a serem soldadas é a necessidade de
remoção de óxidos e “primers”, pois esses têm grande influência sobre o resultado do cordão
soldado. Porosidade e inclusões são defeitos freqüentes encontrados em chapas soldadas com
oxidação e pintura em se utilizando o processo MIG/MAG arame simples. Essas camadas
superficiais também aumentam a formação de escória, o que acarreta na necessidade de
remoção das mesmas e de mudança de parâmetros geométricos. Hoje em dia, como solução
para esse problema, são utilizados alguns tipos combinados de removedores de óxidos
juntamente com a soldagem com arames tubulares ou, também, combinações formuladas por
alguns tipos de arames com fluxos especiais utilizados no processo de soldagem por arco
submerso (Ketron et al, 2002).
As características de maior área da poça de fusão e menor velocidade de solidificação
da mesma garantem ao processo MIG/MAG duplo arame uma possibilidade da não
necessidade de preparação, tanto no que se refere à limpeza quanto à preparação dos
chanfros em chapas a serem soldadas, o que significa redução de mão de obra, ou seja,
redução de custos.
38
2.5.10 - Tipo do arame-eletrodo
A maior parte dos trabalhos publicados tem sido realizada utilizando-se arames sólidos
de mesmos diâmetros, principalmente de aço carbono e ligas de alumínio. Segundo Dilthey et
al (1998), investigações preliminares indicam melhoras consideráveis na aparência e
penetração em soldagem de aço utilizando-se arames tubulares com fluxos rutílicos. A maior
aplicação de arames tubulares no duplo arame é encontrada nos estaleiros japoneses
(Kodama et al, 1997).
Segundo Mulligan & Melton (2002), o processo com duplo arame também oferece a
possibilidade de se usar uma combinação dos tipos de arame, normalmente utilizando o arame
sólido como líder (contribuindo com a penetração) e o arame tubular logo atrás (contribuindo
com o acabamento). Estes autores ressaltam ainda que se pode utilizar diferentes
composições e diâmetros para os arames, o que é pouco explorado pela literatura corrente, e
ressaltam também, que estas diferentes configurações são utilizadas nesse processo com
objetivos da soldagem em chapas “não preparadas”, seja a utilização de dois arames sólidos,
bem como a combinação de arames sólido/tubular.
Um fato importante é que alguns autores, Modenesi & Avelar (1999) e Neto et al
(2002), têm demonstrado que pequenas variações no diâmetro dos arames-eletrodo, situação
típica devido a tolerâncias entre corridas, são suficientes para alterar a taxa de fusão dos
mesmos. Em soldagem duplo arame, esta característica pode comprometer o ajuste correto
entre as velocidades de alimentação dos dois arames. Uma maneira de prevenir este problema
é o uso de arames com embalagem do tipo capa-a-capa, para as quais se demanda uma
menor tolerância de diâmetro na sua fabricação, para poder acomodar cada fiada em uma
mesma camada.
2.5.11 - Distância bico de contato-peça (DBCP)
Composta da extensão do eletrodo (distância do bico de contato ao arco) e do
comprimento do arco, a distância bico de contato-peça (DBCP) afeta o modo de transferência
metálica principalmente pela alteração da quantidade de aquecimento ôhmico ocorrendo no
eletrodo. O efeito da DBCP na resistência do circuito requer que um novo mapa
tensão/corrente seja desenvolvido para cada DBCP (Heald et al, 1994).
O efeito da DBCP em soldagens MIG/MAG com um único arame é razoavelmente
conhecido; caso se deseje alta produção e pouca penetração, deve-se procurar DBCP longas.
Espera-se um comportamento parecido para o processo MIG/MAG duplo arame. Da mesma
forma que para o processo MIG/MAG arame simples, espera-se que um dos principais efeitos
39
da mudança da DBCP seja a influência sobre a mudança dos modos de transferência metálica,
mesmo em se trabalhando em níveis semelhantes de corrente. Variações nos modos de
transferência metálica ocasionam mudanças no perfil soldado, o que pode ser prejudicial em
certas aplicações.
Quando a distância do bico de contato-peça aumenta para uma dada tensão, três
efeitos são observados: O primeiro é o aumento do comprimento do eletrodo, resultando em
mais aquecimento ôhmico no mesmo, pré-aquecendo-o e aumentando a sua taxa de fusão. O
segundo efeito observado é a redução da corrente no circuito, caso não se altere o ajuste da
tensão e a velocidade de alimentação. Para se manter o equilíbrio entre velocidade de
alimentação e taxa de fusão com o aumento do comprimento do eletrodo, a corrente diminui
automaticamente para compensar.
Finalmente, com um aumento gradual na DBCP para uma dada tensão, o comprimento
do arco torna-se progressivamente mais curto para compensar o aumento da queda de tensão
no eletrodo, já que a tensão é a mesma. Da mesma forma que a corrente, o comprimento do
arco também pode alterar o modo de transferência. Eventualmente, o arco se extingue e a
transferência por curto-circuito ocorre. Durante a porção de curto-circuito (alta corrente), ocorre
suficiente aquecimento ôhmico para fundir o arame e um arco é restabelecido (Lucas, 1992).
De qualquer forma, como o objetivo deste processo é aumentar a produção, deve-se
usar DBCP longos. Mas como as correntes são muito altas, não se deve usar DBCP
extremante longas, devido ao efeito Joule. Por isto, recomenda-se trabalhar de 20 a 25 mm.
Uma outra questão particular a ser analisada é a existência de ângulos (intrínsecos ao
projeto da maioria de fabricantes de tocha) entre os arames de tochas com potencial isolado. O
ângulo entre os arames vai levar à variação da distância entre os arames para diferentes
DBCP, como sugere a Figura 2.24.
Figura 2.24- DBCP’s diferentes nos bicos de contato em tochas DAPI devido à existência de
ângulos distintos
40
2.5.12 - Espaçamento entre eletrodos
Na soldagem duplo arame, quando os eletrodos estão dispostos em paralelo em um
mesmo bico de contato (DAPU), Dilthey et al (1998) encontraram que a transferência metálica
dos dois eletrodos ocorreu numa mesma poça de fusão para uma distância entre eletrodos de
4 a 7 mm, dependendo do diâmetro e da intensidade de corrente imposta. Segundo Bohme et
al (1996), se um espaçamento muito pequeno é utilizado, uma única gota pode ser
progressivamente formada ao longo do tempo e não há energia “pinch” suficiente para o
destacamento da mesma (Figura 2.25) e o arco pode crescer muito até queimar o bico de
contato.
Figura 2.25 – Efeito de pequenas distâncias entre eletrodos sobre transferência metálica
(adaptada de Bohme et al,1996)
Já pela Figura 2.26, pode-se observar o efeito de uma elevada distância entre os
arames, o que ocasiona a formação de dois arcos independentes e conseqüentemente duas
poças de fusão. A conseqüência dessa distância estendida é a necessidade de se trabalhar
com menores velocidades de soldagem (Bohme et al,1996)
Figura 2.26 - Efeito de grandes distâncias entre eletrodos sobre transferência metálica
(adaptação de Bohme et al,1996)
A característica de se usar arcos sobre poças separadas tem sido aplicada em
sistemas duplo arame com duas tochas totalmente independentes, onde espaçamentos de
aproximadamente 25 mm são tipicamente utilizados (Okui et al, 1989, e Kodama et al, 1997).
41
Com o aumento do espaçamento, Kodama et al (1997) observaram um maior reforço, pernas
menores e ocorrência de mordeduras em distâncias maiores do que 35 mm.
Mas em sistemas que utilizam somente uma única tocha, um espaçamento por volta
de 7 mm é aplicado em algumas tochas comerciais (Mulligan & Melton, 2002). Mas deve-se
lembrar novamente que os eletrodos são comumente inclinados nestes tipos de tochas,
portanto, a DBCP se torna uma variável crítica, pois determina a separação entre os dois
arames. Se a DBCP não for otimizada, instabilidades devem ocorrer durante a soldagem.
2.5.13 - Gás de proteção
Pierre (1987) e Lyttle & Stapon (1990) sintetizam os fatores que governam a seleção de
gases de proteção para o processo MIG/MAG, entre eles estão o material de base a ser
soldado, o tipo de transferência metálica desejado, o diâmetro do eletrodo e o tipo e posição de
soldagem. De acordo com Pierre (1987), a escolha do gás de proteção para uso em MIG/MAG
deve ser baseada em um conhecimento das características de desempenho deste processo e
deve considerar o seu efeito na eficiência de proteção, na qualidade do metal de solda
depositado, na forma da penetração, na estabilidade do arco, na geometria do cordão de solda
e nas propriedades mecânicas da solda.
Os gases de proteção para soldagem MIG/MAG são classificados pelos seus efeitos
sobre as características do arco, a transferência metálica e o comportamento da poça fundida
(Bennett, 1989). Duas características de extrema importância em gases de proteção, são o
potencial de ionização e a condutividade térmica.
- Potencial de Ionização: A formação do plasma é dependente do “potencial de
ionização” (a tensão necessária para remover um elétron de um átomo tornando este em um
íon) dos gases vizinhos ao arco. Variações nesta propriedade criam algumas das diferenças
distintas de desempenho vistas entre os gases de proteção (Lyttle & Stapon, 1990).
O acendimento e a estabilidade do arco são grandemente influenciados pelo potencial
de ionização dos gases de proteção usados nos processos de soldagem. Um gás com baixo
potencial de ionização, como o argônio, pode transformar átomos em íons facilmente. Isto
ajuda a manter um arco suave e estável (Lyttle & Stapon, 1990).
- Condutividade Térmica: Diferenças na condutividade térmica dos componentes do gás
de proteção também criam diferenças nas características do depósito de solda resultante.
Aqueles gases que têm alta condutividade térmica transferem mais calor para a peça,
influenciando, assim, a forma e o perfil de penetração da solda. Uma melhor transferência de
calor para o metal de base promove uma melhor penetração na junta e maior fluidez da poça
de solda. Alta condutividade térmica é crítica, especialmente quando se solda metais altamente
42
condutores como o alumínio e o cobre, isto é, metais que perdem calor rapidamente,
geralmente necessitam um arco que transfere mais calor para a peça, para que não haja uma
perda de produtividade devido à necessidade de redução da velocidade de soldagem, para que
a solda não apresente problemas de falta de fusão e/ou de penetração (Lyttle & Stapon, 1990).
Para obter-se um gás de proteção que seja adequado para uma aplicação específica,
uma mistura de gases geralmente é necessária. Cada gás básico contribui com determinadas
propriedades para o desempenho global da mistura (Scotti, 1991) em acréscimo os fenômenos
de separação (demixing). Um entendimento destas contribuições deverá tornar o processo de
seleção mais fácil. As características e efeitos dos principais gases e de suas misturas para o
processo MIG/MAG são descritas nos itens a seguir.
a) Argônio (Ar)
O Argônio é um gás inerte com baixo potencial de ionização (15,8 eV), baixo potencial
de oxidação e baixa condutividade térmica (Pierre, 1987 e Lyttle & Stapon, 1990). De acordo
com Dillenbeck & Castagno (1987), a relativamente alta densidade do argônio (1,38 em relação
ao ar) promove uma efetiva ação protetora em fluxo de gás moderado, porque o argônio
facilmente substitui o ar em torno da solda. Esta é uma característica importante para o
processo duplo arame que demanda altas velocidades ou produzem poças de grandes
dimensões.
Argônio puro é fornecido comercialmente para soldagem MIG/MAG normalmente com
99,95% de pureza e é usado como gás de proteção para soldagem de alumínio, magnésio,
cobre e suas ligas, ligas de níquel e ligas reativas, tais como, titânio e zircônio. A soldagem
desses materiais proporciona um arco estável, boa penetração e cordões suaves. Em seções
espessas e em materiais de alta condutividade térmica, como o alumínio, a adição de hélio ao
argônio aumenta o calor imposto (Bennett, 1989 e Lucas, 1992).
Uma atmosfera rica em Ar (90% ou mais) é necessária para obter transferência
goticular (“spray”) convencional e goticular (“spray”) com alta densidade de corrente no
processo MIG/MAG. Além disso, altas taxas de deposição com melhor eficiência da deposição
do arame (baixos níveis de respingos) são geralmente obtidas quando se usa misturas à base
de argônio como gás de proteção para a soldagem de aço (Pierre, 1987, Lyttle & Stapon,
1990).
A característica não desoxidante deste gás proporciona soldas livres de inclusões, mas
isto leva a uma coluna de arco mais estreita e um arco instável em aços carbono comuns, além
de uma pobre molhabilidade. Adicionando O
2
ou CO
2
ao Ar, supera-se esta dificuldade, porque
os óxidos formados por estes gases promovem a fixação de cátodos, por isto aumentando a
estabilidade do arco. Proteção à base de Ar promove retenção de elementos de liga, devido a
43
este gás ser inerte ou não reativo, melhorando as propriedades mecânicas; bom acendimento
e estabilidade do arco em baixas correntes, além de permitir transferência goticular (“spray”)
(Pierre, 1987, Bennett, 1989, Scotti, 1991 e Lucas, 1992). A combinação da baixa penetração e
da menor quantidade de respingos gerados torna o uso do argônio puro desejável somente na
soldagem de chapas finas, onde excessiva fusão da chapa e aparência superficial são de
principal interesse (Dillenbeck & Castagno, 1987).
O custo direto do Ar é várias vezes maior que o do CO
2
. Melhoramentos indiretos,
porém, reduzem esta diferença. Gases à base de Ar produzem menos respingos que CO
2
,
reduzindo a necessidade de manutenção do equipamento e limpeza da solda. Eles reduzem a
geração de fumos, porque a oxidação é menor. O contorno do cordão é mais plano, reduzindo
ou eliminando operações de acabamento. As propriedades mecânicas do metal de solda são
melhores e o menor índice de oxidação proporciona o uso de arames de soldagem mais
baratos.
De todos os gases inertes, o argônio tem sido mais extensivamente usado em
soldagens com proteção gasosa por causa de sua maior disponibilidade. O ar atmosférico
contém aproximadamente 0,94% de argônio por volume. Embora isto pareça pouco, é preciso
lembrar que tirando os 21% de oxigênio e os 78% de nitrogênio, todos os outros gases juntos
correspondem a 0,04% da atmosfera (Dillenbeck & Castagno, 1987).
b) Dióxido de Carbono (CO
2
)
O gás Dióxido de Carbono é o mais barato (comercialmente ele é quatro vezes mais
barato que o argônio) e o mais utilizado gás de proteção para soldagem MIG/MAG e eletrodo
tubular em aço, sendo largamente usado sozinho em MIG/MAG de aço carbono com
transferência subarco ou curto-circuito (Dillenbeck & Castagno, 1987, Pierre, 1987 e Lyttle &
Stapon, 1990). Porém, freqüentemente, o uso do CO
2
gera uma falsa economia, visto que os
resultados obtidos com ele podem requerer maiores custos para a limpeza após a soldagem
(Lyttle & Stapon, 1990).
Ele exibe características de gás inerte em temperatura ambiente, não reagindo com
outros elementos, mas é um gás ativo nas temperaturas de soldagem (Dillenbeck & Castagno,
1987 e Lucas, 1992). O CO
2
dissocia-se no arco para formar CO e O
2
, e o efeito global é o de
gerar uma proteção oxidante. A porosidade no cordão de solda pode ser prevenida pela
presença de desoxidantes no metal de adição (por exemplo, pelo uso de uma arama AWS
ERXXS6 ao invés de um ERXXS3).
Sua alta condutividade térmica é responsável por uma alta transferência de calor para o
metal de base (Lyttle & Stapon, 1990, e Scotti, 1991). A tensão do arco é de 1 a 2 V maior em
44
CO
2
(para uma corrente e comprimento de arco equivalente) do que aquela encontrada em
misturas a base de argônio, e o calor de entrada é ligeiramente maior, resultando em uma
maior fusão do metal de base (Norrish apud Perreira, 2001). Um perfil de penetração mais
largo e arredondado é obtido quando se compara com o argônio, mas a maior distorção na
chapa de base e a maior probabilidade de o arco atravessar a chapa são possíveis problemas
(Lyttle & Stapon, 1990, Scotti, 1991 e Lucas, 1992).
Quando a proteção com CO
2
puro é empregada, uma complexa interação de forças
(devido a sua baixa condutividade elétrica) ocorre à medida que as gotas metálicas se formam
na ponta do arame. A resultante destas forças atua no sentido de retenção da gota na ponta do
arame e, desta forma, há um crescimento excessivo e instável das gotas na ponta do eletrodo
que são repelidas pelo arco e, então, transferem-se de modo explosivo gerando respingo
excessivo. Este efeito também explica a elevação da corrente de transição do modo globular
para o modo goticular (“spray”) com o aumento da quantidade de CO
2
em misturas à base de
argônio (Dillenbeck & Castagno, 1987, Pierre, 1987, Lyttle & Stapon, 1990 e Lucas, 1992).
O uso de arcos curtos e controle de indutância da fonte, obtendo-se desta forma, uma
transferência por curto-circuito mais estável, pode melhorar o desempenho do processo.
Porém, de acordo com Scotti (1991), sempre pode ocorrer uma quantidade indesejável de
respingos. Normalmente, a soldagem com CO
2
puro não produz transferência goticular
(“spray”), devido à elevação da corrente de transição globular/”spray” com o aumento da
quantidade de CO
2
.
c) Misturas
Misturas de gases de proteção são formuladas para soldagem de tipos específicos de
metais. A American Welding Society (AWS) teve dois sub-comitês trabalhando para
desenvolver especificações para os gases de proteção e recomendações de uso (Pierre,
1987).
Tradicionalmente, misturas Ar+CO
2
+O
2
e Ar+CO
2
, ou CO
2
puro têm sido usados em
uma ampla variedade de aplicações em soldagem MIG/MAG em aço. A seleção da mistura tem
sido freqüentemente baseada na disponibilidade e não nas necessidades específicas do
trabalho. Para muitas aplicações, uma mistura específica de Ar+CO
2
pode ser usada muito
bem. Misturas de gases de proteção baseadas em Ar+He+CO
2
ou Ar+He+CO
2
+O
2
são
desejáveis para melhorar a produtividade de soldagem MIG/MAG com alta densidade de
corrente (Bennett, 1989 e Lyttle & Stapon, 1990).
O CO
2
é normalmente usado para dar maior penetração na junta, embora uma mistura
de Ar+CO
2
com seu arco mais estável e níveis de corrente controlados possa proporcionar
45
ótima penetração. Quando se necessita de uma grande penetração, os níveis de corrente
devem ser aumentados, isto é, o nível de corrente de soldagem, e não o gás, que determina
qual quantidade de penetração na junta será obtida, além de favorecer a produtividade da
operação. Quantidades pequenas de CO
2
em argônio são mais convenientes para chapas finas
enquanto maiores níveis de CO
2
são convenientes para seções grossas (Hilton, 1990 e Lyttle &
Stapon, 1990).
Eagar (1990) descreve a influência do gás de proteção na coroa do ponto anódico. Com
hélio ou CO
2
, o ponto anódico é atacado na superfície inferior da gota pendente na
extremidade do eletrodo. O tamanho do ponto não muda significativamente quando a corrente
aumenta. Com argônio, o ponto anódico é mais difuso e aumenta visivelmente em tamanho
quando a corrente aumenta. Em correntes suficientemente altas, o ponto anódico preenche a
gota fundida e começa a escalar o lado da parede cilíndrica do eletrodo, levando-o à fusão e à
formação de conicidade na extremidade do eletrodo, que não se desenvolve em proteção de
argônio e CO
2
puros. Sob esta condição, argônio transfere gotas menores que He e CO
2
na
mesma corrente, mas ele é menos eficiente em transferência de calor para o eletrodo.
Consequentemente, a formação de conicidade reduz a taxa de fusão do eletrodo. O autor
conclui que a maior taxa de fusão do metal de base em He, por exemplo, não é devido ao
maior potencial de ionização deste gás como é normalmente assumido, mas a uma maior área
de contato líquido/sólido no qual o calor é transferido para o eletrodo sólido.
Norrish & Richardson (1988) testando a otimização do gás de proteção nos modos
curto-circuito e goticular (“spray”) em soldagem de aço, observaram que a melhor mistura é
dependente do modo de transferência da gota. Eles também observaram que o efeito de
adicionar pequenas quantidades de oxigênio ao argônio envolve a formação de uma base do
arco concêntrica estável imediatamente acima da gota. Adições de CO
2
, por outro lado, tendem
a confinar o ponto do anódico e promover transferência não axial. Estes efeitos são mais
comuns em transferência goticular e pulsada.
Na soldagem de aço carbono, usa-se misturas de argônio com uma alta porcentagem
de CO
2
(acima de 20%) ou O
2
(10-15%) para transferência por curto-circuito. Utilizam-se estas
mesmas famílias de gases, mas com uma porcentagem mais baixa do componente oxidante
(5-18% CO
2
, 2-5% O
2
) para transferência goticular (“spray”) convencional e pulsada (Lyttle &
Stapon, 1990).
Em aço não é possível realizar soldagem pulsada com transferência controlada usando
CO
2
puro, pois o nível de transição para goticular é extremamente alto e, portanto, misturas de
CO
2
e O
2
em argônio e hélio são normalmente usadas. Com misturas ricas em argônio, o
comportamento da transferência metálica é pouco afetado pela quantidade de gás ativo na
mistura (Modenesi & Nixon, 1994).
46
Misturas de três ou mais gases chegaram ao mercado mais recentemente. Estas
oferecem melhorias especializadas e, às vezes, mínimas. São geralmente selecionadas pela
versatilidade que elas podem proporcionar do ponto de vista da transferência metálica ou pela
maior qualidade da solda que elas podem oferecer. Para aplicações críticas especiais, tais
como soldagem de aços de alta resistência fora de posição para aplicações estruturais, estes
gases podem vir a ser úteis e econômicos. Por exemplo, a combinação de três gases tais como
Ar+CO
2
+O
2
ou Ar+He+CO
2
pode produzir ótimas características de desempenho em várias
aplicações de soldagem. Hilton (1990) observou que uma mistura contendo cerca de 12% CO
2
e 2% O
2
produz uma condição de transferência goticular muito estável, tornando esta mistura
particularmente conveniente para uso em aplicações robóticas ou pulsadas.
Algumas misturas ternárias são consideradas gases de proteção “universais”, quando
elas proporcionam operacionalidade em todos os modos de transferência metálica (Bennett,
1989).
2.5.14 - Efeito dos gases de proteção no processo duplo arame
Na soldagem com duplo arame, o desempenho dos gases de proteção é parecido com
o do processo utilizado no arame simples, sendo que o efeito de diferentes misturas é bem
conhecido. Dilthey et al (1998) investigaram esse efeito para aços carbono no processo
MIG/MAG Duplo arame e constataram que com um aumento do teor de CO
2
(mais de 18%) em
misturas com Argônio, houve um aumento da penetração lateral no perfil do cordão soldado,
formando assim perfis com formato mais simétrico. Os autores ainda observaram que
velocidades de soldagem acima de 2 m/min não puderam ser alcançadas com gases de alto
teor de CO
2
, pois com tal velocidade a poça de fusão tornou-se mais viscosa e maiores gotas
são formadas pela união da transferência metálica dos dois arames (efeito de interferência do
campo magnético), ocasionando a transferência por curto-circuito, gerando assim muito
respingo.
Mulligan & Melton (2002) julgaram mais adequado a utilização do gás Ar+5%CO
2
+2%O
2
para soldagem com corrente pulsada e Ar+20%CO
2
+2%O
2
para soldagem no modo
convencional. Dilthey et al (1998) não observaram melhoras significantes na qualidade e
desempenho do processo quando foi utilizada uma mistura de três componentes no gás de
proteção. Segundo os mesmos, o custo dessa mistura não é comercialmente justificável.
47
Capítulo III - Materiais e Métodos
3.1 – Bancada de soldagem
Para o desenvolvimento dos experimentos foi montada uma bancada de soldagem
(Figura 3.1) que possibilitasse a filmagem da transferência metálica e controle dos diversos
parâmetros. Essa bancada foi composta por duas fontes de soldagem com respectivos
cabeçotes alimentadores, tochas de soldagem (DAPU ou DAPI), mesa de soldagem, sistema
computacional de monitoramento e aquisição de corrente e tensão, câmera de alta velocidade,
canhão laser, monitor, jazz e demais acessórios.
Figura 3.1 – Bancada de Soldagem
3.1.1 - Fontes de soldagem – MTE DIGITEC 600 (IMC/LABSOLDA)
Em todos os experimentos, foram utilizadas duas fontes MTE DIGITEC 600 (Figura
3.2), trabalhando em paralelo e conectadas eletronicamente através de cabos. Nelas estão
acoplados cabeçotes alimentadores do modelo STA-20, cada um com quatro roletes
48
tracionadores, permitindo assim a alimentação contínua dos dois arames-eletrodo necessários
ao processo MIG/MAG duplo arame.
O sistema tracionador de arame da Inversal, STA-20, possibilita a alimentação de
arame bobinado de diversos tipos, com velocidade regulada pelo usuário numa faixa de 0,1 a
20,0 m/min. O STA-20 também oferece regulagem para rampas de aceleração e desaceleração
do arame, melhorando as condições de início e término dos cordões de solda. Pela
configuração das fontes, permitiu-se o ajuste das velocidades de alimentação para cada arame
de forma independente.
Figura 3.2 – Fontes de Soldagem MTE DIGITEC 600 e Cabeçotes STA-20 trabalhando
interligadas como MIG/MAG duplo arame (potencial único ou isolado)
Deve-se ainda citar que essas fontes de soldagem são multiprocessos, permitindo
também a soldagem de outros processos, a saber, Eletrodo Revestido e TIG. Os dados
técnicos referentes às fontes de soldagem MTE DIGITEC 600 podem ser encontrados na
Tabela 3.1.
Tabela 3.1 – Dados técnicos da Fonte MTE DIGITEC 600
Corrente nominal 350 A 100% FC
Corrente máxima 550 A
Tensão em vazio 220, 380, 440 V 3 ~
Alimentação 220, 380, 440 V 3 ~
cos φ 0,95
Dimensões 500 x 600 x 900 mm
Peso 180 kg
Esta fonte utiliza transistores de 3ª geração, denominados IGBT’s (Insulated Gate
Bipolar Transistor). O circuito esquemático da fonte DIGITEC 600 pode ser demonstrado
através da Figura 3.3.
49
Figura 3.3 – Esquema do circuito elétrico da Fonte DIGITEC 600
Utilizando-se a fonte DIGITEC 600 na opção de soldagem pelo processo MIG/MAG,
existem duas opções de ajuste de comando, por imposição de corrente ou por imposição de
tensão. No modo de ajuste pela corrente, possibilita-se um controle de corrente constante ou
pulsada e, o ajuste pela tensão, permite somente o controle por tensão constante. Em relação
a indutância, que também pode ser alterada nas fontes, foi mantido o valor de 20 ( na DIGITEC
600 os valores de referencia de indutância variam entre 0 a 30) .
Nesta dissertação foi utilizada somente a opção onde as duas fontes trabalham com o
ajuste pela tensão (modo tensão constante).
3.1.2 - Tochas de soldagem MIG/MAG duplo arame
Nos experimentos realizados foram utilizadas duas tochas de soldagem comerciais
para o processo MIG/MAG duplo arame. Uma delas adequada para o processo duplo arame
com potencial único (DAPU), de marca BINZEL (modelo MWT-2DW) e a outra, de marca TBI,
utilizada para potenciais isolados (DAPI).
A tocha DAPU é refrigerada a água, possuindo arames-eletrodo numa trajetória
paralela entre eles na saída e distanciados de 4 mm. A tocha pode operar com três diferentes
diâmetros de eletrodo, a saber, 0,8, 1,0 e 1,2 mm, através da troca das peças metálicas que
fazem parte do bico de contato. A Figura 3.4 mostra detalhadamente o bocal refrigerado e a
distância entre eletrodos no bico de contato, devendo-se apontar que os bicos de contato ficam
para dentro do bocal em aproximadamente 1,3 mm.
50
Figura 3.4 – Detalhe da tocha DAPU : (a) bocal refrigerado; (b) bico de contato único (distância
de 4 mm entre eletrodos)
A configuração da tocha DAPI usada exige três bombas de água para refrigerar o
conjunto das peças do bocal. Os eletrodos têm uma trajetória paralela entre eles na saída e
uma distância fixa entre eles de 10 mm. A tocha pode operar com três diferentes diâmetros de
eletrodo, a saber, 0.8, 1.0 e 1.2 mm, através da troca dos bicos de contato. A Figura 3.5
mostra detalhadamente o bocal refrigerado e a distância entre eletrodos no bico de contato. Os
bicos de contato ficam para dentro do bocal em aproximadamente 4,4 mm.
Figura 3.5 – Detalhe da tocha DAPI : (a) bocal refrigerado; (b) bicos de contato isolados
(distância de 10 mm entre eletrodos)
3.1.3 - Mesa de soldagem
Para realizar as soldagens, foi utilizada uma mesa de soldagem em que a tocha é
fixada na posição desejada e a placa de teste é movimentada relativamente à tocha na
velocidade desejada (ajustada no painel do controlador). Essa mesa, ilustrada na Figura 3.6,
possibilita a variação da velocidade de soldagem de 1 a 800 mm/min e foi devidamente
calibrada (ver item 3.2.2). A opção de manter a tocha parada teve como objetivo possibilitar a
filmagem do arco elétrico, visto que seria impossível movimentar o sistema óptico e a câmera
juntamente com a tocha, se, no caso, essa última promovesse o movimento.
51
Figura 3.6 - Mesa de soldagem
3.1.4 - Sistema de aquisição de dados e comunicação entre as fontes
O sistema de aquisição de dados é composto por um microprocessador e uma placa
de conversão AD/DA. A placa utilizada foi a INTERDATA II, dotada de um conversor A/D de 8
ou 12 bits, com até 16 canais de entradas analógicas, o que possibilita aquisições em altas
freqüências, dependendo do computador em que a mesma é instalada. No presente caso, foi
instalada num computador Pentium MMX – 200 MHz, com configuração para trabalhar com 4
canais de entrada com até 4 kHz, a 12 bits de resolução. Os sensores responsáveis pela
geração de sinais de tensão e corrente estão dispostos internamente nas fontes, o que
possibilitou a ligação direta da placa de aquisição às fontes. A comunicação entre as fontes foi
também efetuada pelo mesmo cabo, permitindo ambas as funções. A disposição dos cabos
pode ser observado pelo esquema da Figura 3.7 (ao se trabalhar com a tocha com potencial
isolado, não havia necessidade de comunicação entre as fontes).
Figura 3.7 – Esquema de interligação entre fontes/micro para sistema de aquisição e
comunicação entre fontes
52
Esta placa foi usada para monitorar os sinais de tensão e corrente em cada tocha com
o auxilio do software Oscilos2ar, o qual será comentado no item a seguir.
3.1.5 - Programas computacionais
Para a aquisição e tratamento de dados, foram utilizados alguns programas
computacionais específicos. Para visualização e monitoramento dos parâmetros de tensão e
corrente das duas fontes (Mestre e Escrava), foi utilizado um programa dedicado a esta
medida, desenvolvido pelo fabricante do equipamento de soldagem e denominado Oscilos2ar.
O programa possui funções como trigger, cursores para medição e cálculo de potência e
energia.
Depois de iniciado o programa, o usuário tem acesso à tela principal mostrada na
Figura 3.8. Uma dificuldade desse software é que ele não possibilita a mudança da taxa de
aquisição, sendo ela fixada em 4 kHz. Em compensação, o mesmo permite a escolha do tempo
de aquisição em 1, 5,
10, 50, 100, 500 ms e 1, 5, 10 s (opções fixas no display do software).
Para monitoramento e visualização dos 2 sinais de corrente e 2 de tensão (mestre e escrava),
o programa possibilita observar 2 sinais por vez, ficando à critério do usuário.
Figura 3.8 - Tela principal do software Oscilos2ar
O programa possibilita dois modos de operação: Modo Normal ou Modo com “Trigger”.
Caso o usuário opte pelo modo com “Trigger”, aparecerá uma tela para selecionar a grandeza
(Tensão ou Corrente). Após a definição da grandeza, o usuário indica se o disparo da
aquisição acontecerá para valores maiores (subida) ou menores (descida) que o nível
especificado. Em seguida, o usuário digita o valor da amplitude da grandeza. Quando o valor
53
da grandeza medida tornar-se maior ou menor (conforme selecionado) que o valor
especificado, é iniciado o processo de aquisição. Será realizada uma única varredura, o sinal
será mostrado após ser congelado. É importante observar que o Trigger é por nível. Por
exemplo, se for selecionado como trigger uma corrente de 200 A com a opção maior (subida),
quando a corrente for superior a este valor, a aquisição será realizada. Caso a corrente já
esteja acima deste valor, a aquisição será imediata.
Nas aquisições efetuadas neste trabalho foi escolhida a opção Modo Normal, a qual
congela a imagem a partir do tempo selecionado até o momento em que o usuário clica a tecla
“Enter”, ou seja, no caso do usuário ter escolhido o tempo de 5 segundos o período adquirido
será dos 5s anteriores ao clique do usuário.
Após gravar os arquivos, há a necessidade de transformar esses em extensões
conhecidas e que possibilitem o tratamento em outros softwares. O próprio pacote do
Oscilos2ar possibilita essa operação através do programa chamado Oscgr2aw, que gera
arquivos no formato de texto (txt).
Para tratamento dos sinais obtidos, foi desenvolvida uma rotina no ambiente do
software Matlab® sob o nome de converte1 (Anexo I), que possibilitou o cálculo dos valores
médios e eficazes (rms) de corrente e tensão, além de traçar gráficos destes parâmetros contra
o tempo.
3.2 - Calibração das variáveis envolvidas na soldagem
3.2.1 - Velocidade de alimentação do arame
Para se fazer a aferição da velocidade de alimentação, foram tomadas algumas
medidas do comprimento de arame impulsionado para fora da tocha (sem arco aberto) em
diferentes velocidades de alimentação ajustadas e seu respectivo tempo. Entretanto, para se
ter certeza de que esse procedimento daria valores de velocidade de alimentação com uma
pequena margem de erro, propôs-se monitorar a velocidade em uma fonte durante o processo
de calibração. Para monitorar a velocidade, foi utilizado um sensor (Silva et al, 2000) que, por
sua vez, necessita ser calibrado. O sensor utilizado foi um encolder (modelo Css 58, fabricado
pela Suprasonic) de 500 pulsos por volta, que é um dispositivo que transforma um sinal de
freqüência, emitido através da velocidade de rotação do eixo acoplado ao trem de polias do
alimentador de arame, em um sinal de tensão. Este sinal, tratado numa interface eletrônica,
corresponde à velocidade imposta ao arame (desconsiderando qualquer deslizamento).
O processo de aferição do alimentador de velocidade é o mesmo de calibração do
sensor. Desta forma, propôs-se realizar simultaneamente a calibração e a aferição, baseados
54
na medição do comprimento de eletrodo impulsionado para fora da tocha. Para eliminar o efeito
da inércia do motor no início e no final da operação, idealizou-se um procedimento pelo qual,
em todo o tempo de medida, o sistema de alimentação estivesse operando em regime de
velocidade constante. Para isso, estipulou-se um referencial com uma distância inicial
conhecida, iniciando-se a cronometragem do tempo quando o arame passasse pelo mesmo,
além de acionar o sistema de aquisição de tensão. Após terminado a aquisição da tensão, cujo
tempo de aquisição é estipulado no programa, parava-se simultaneamente a alimentação do
arame na tocha e o cronômetro. Através desses dados, pôde-se traçar uma curva de calibração
para os alimentadores das duas fontes, e, portanto, obter a velocidade de alimentação real dos
arames (Anexo II).
3.2.2 - Velocidade de soldagem
A calibração da velocidade de soldagem foi feita através do uso de um medidor
dedicado (Silva et al, 2000) baseado num cronômetro e dois sensores magnéticos acoplados
numa escala metálica e distanciados, no caso, de 300 mm. Estes sensores são acionados pela
passagem de um imã fixo na mesa de soldagem, disparando o cronômetro na passagem pelo
primeiro sensor e interrompendo-o na passagem pelo segundo sensor.
Inicialmente, escolheu-se uma larga faixa de velocidade mais utilizada para executar a
aferição. Com isto, ajustava-se a velocidade no equipamento e iniciava-se o processo. A
velocidade obtida (real) foi calculada através da simples equação de espaço sobre tempo,
gerando assim uma curva e uma equação de ajuste (Anexo III).
3.2.3 - Vazão de gás
Como a vazão é função das perdas de carga (tubulações, válvulas e tochas, à
vazante) e do tipo de gás, fez-se necessário uma calibração para se saber a vazão real na
saída do bocal.
A calibração foi feita com auxílio de um bibímetro (Figura 3.9), que é constituído
basicamente por um tubo cônico e com um flutuador interno de dimensões reduzidas com
escala de vazão em unidades normalmente utilizadas nos processos de soldagem, litros por
minuto (l/min).
55
Figura 3.9 - Bibímetro
Houve também a necessidade de um dispositivo composto de uma mangueira com um
bocal de maior largura, basicamente pela necessidade de adaptação à saída da tocha e devido
à possibilidade de tomada de vazões, mesmo com a tocha na posição vertical (posição de
soldagem), o que não é possível com o bibímetro.
Como o ajuste da vazão é feito no manômetro que está logo após a saída do cilindro
de gás, fez-se então a relação entre vazão ajustada (numa faixa operacional) no manômetro e
a vazão encontrada no bibímetro. Com essa relação obteve-se uma curva e uma equação de
correção do valor da vazão na saída do bocal. O resultado da calibração podem ser
encontrados no Anexo IV.
3.3 - Bancada de Filmagem
Para a visualização da transferência metálica, fez-se necessário a utilização de uma
bancada de filmagem, que pode ser observada pela Figura 3.10. A bancada é constituída,
basicamente, por uma câmara de alta velocidade, vidros de proteção, cabeçote laser, alguns
componentes ópticos (objetivas, filtros, etc), um sistema de visualização (monitor) e gravação
(Jazz Drive).
Cabeçote laser
Filtro neutro
Lente convergente
Lente divergente
Motor
Vidro de proteção
Câmera
Vidro de proteção
Filtro passa-
banda e filtro
neutro
Fuso
Tocha
Figura 3.10- Bancada de Filmagem
56
3.3.1 - Câmera de alta velocidade
Para as filmagens, foi utilizada uma câmera CCD de alta velocidade, de marca
MEMRECAM modelo Ci (Figura 3.11). Este tipo de câmera permite não só a gravação digital
de imagens, como a saída digital de dados. Pode-se, como ela, captar até 2000 quadros por
segundo, isto é, 0,5 ms entre cada quadro (uma câmara CCD comum capta algo em torno de
30 quadros/segundo) e com abertura de shuttter de até 1/24000 s, isto é, cada quadro de 0,5
ms grava somente 0,04 ms, evitando ao máximo “borrar” as imagens em movimento. Com esta
velocidade de filmagem é possível definir claramente o instante do destacamento da gota.
Porém, o tempo de filmagem é limitado pela memória interna da câmara. Para 2000 quadros/s,
por exemplo, o tempo de filmagem é limitado em 13 segundos. A câmara armazena as
imagens captadas em sua memória interna até que outra filmagem seja realizada. Dessa
forma, após cada filmagem (cada teste), as imagens devem ser transferidas da filmadora para
o jazz.
Figura 3.11 - Câmera de alta velocidade da marca MEMRECAM modelo Ci
Em todos os experimentos foi utilizada a velocidade máxima de gravação, de 2000
quadros por segundo, com uma resolução de 252x186
pixels e um ajuste do shutter de
1/24000 s.
3.3.2 - O laser e o sistema óptico
A Figura 3.12 mostra o sistema laser/óptico, que tem por objetivo produzir a sombra do
eletrodo, da gota transferida e do cordão formado sobre a chapa. Essa técnica utilizada para
produzir essa sombra é conhecida como Shadowgrafia.
57
Figura 3.12- Sistema laser/óptico
O princípio da Shadowgrafia aplicado à soldagem é a passagem de um feixe colimado
de laser (He-Ne, 632,8 nm) pela região do arco (eletrodo, gotas e poças), de modo que a
imagem resultante represente a sombra desses elementos. Para que não haja distorção e
ampliação das geometrias dos elementos, é preciso que o feixe tenha um diâmetro suficiente
(o aumento do diâmetro do feixe do canhão é conseguido através de uma lente divergente) e
que seja realmente paralelo (colimado, conseguido por uma lente convergente em série). Para
que a luz do arco não interfira na imagem resultante, é preciso filtrar o feixe de luz após a
passagem pela região da solda. Isto é feito através de um filtro passa-banda (para a freqüência
do laser), ou seja, somente o feixe de laser e as respectivas sombras vão aparecer na imagem.
No presente caso, ao invés de projetar-se esta imagem numa tela, a mesma é registrada por
uma câmera de vídeo.
3.3.3 - Filtros
Além do filtro passa banda, utilizado para a passagem dos feixes de luz na freqüência
do laser, ainda foram utilizados um jogo de filtros de densidade neutra, os quais têm a
finalidade de atenuar a luminosidade sem cortar freqüências. Foram utilizados filtros de
densidade neutra da marca Newport, os quais são graduados na escada ND (Neutro Desity)
em 6 valores, ND01, 03, 05, 10, 20 e 30. No caso de se querer outro valor, eles permitem fazer
uma montagem sobrepondo um filtro sobre o outro. Estes filtros podem ser posicionados logo
após a saída do feixe do canhão de laser, como pode ser observado na Figura 3.10, ou depois
do arco elétrico, através um dispositivo de fixação do filtro na lente acoplado na lente objetiva.
Conforme o número e posição dos filtros, podia-se visualizar ou não o arco junto com
a gota em transferência. Quando se quer dar mais ênfase à transferência, deve-se cortar toda
a luz do arco. Quando se deseja examinar o comportamento do arco durante as transferências,
deve-se deixar passar também a emissão de luz do arco para a câmera. O jogo de filtros que
mostrou melhor resultado para a visualização da transferência metálica foi o de ND 10, na lente
58
objetiva, e o de ND 3 após a saída do feixe do canhão de laser, juntamente com o filtro passa
banda. Já para a visualização do arco elétrico foi utilizado somente o filtro de densidade neutra
ND 30 na lente objetiva. Nesse caso, não se utiliza o filtro passa banda.
3.3.4 - Acessórios
Foi utilizado um monitor para visualizar imagens que foram capturadas pela câmera de
alta velocidade e um Jazz Drive para, posteriormente, gravar digitalmente os filmes.
3.3.5 - Software
Para a visualização e tratamento das imagens gravadas no Jazz Drive, foi utilizado o
software “fxLink®”, que possibilita a edição e a conversão das imagens na extensão “tif”.
3.4 - Materiais de Consumo
3.4.1 - Material de Base
O processo MIG/MAG duplo arame normalmente atinge correntes de pelo menos duas
vezes o valor para o processo com arame simples. Portanto, teve-se o cuidado de especificar
um corpo de prova de dimensões adequadas para suportar a alta carga de energia. O material
utilizado em todos os ensaios foi o aço carbono ABNT 1020, na forma de barra chata, com
dimensões de 12,7 mm de espessura, 38 mm de largura e 200 mm de comprimento,
aproximadamente.
3.4.2 - Material de Adição
O arame-eletrodo utilizado em todos os experimentos é do tipo AWS ER70S-6, ou
seja, arame sólido com composição básica de aço comum ao carbono. Foi usado o arame da
marca BELGO MINEIRA de diâmetro 1,2 mm.
3.4.3 - Gases de Proteção
Foram utilizadas duas misturas de gases de proteção no trabalho, ambas de Argônio
com CO
2
(Dióxido de Carbono). As misturas utilizadas foram a Ar+20%CO
2
(mistura mais rica
no teor de CO
2
) e Ar+8%CO
2
.
59
3.5 - Metodologia
Inicialmente, para uma maior adaptação e conhecimento do processo e de seus
parâmetros, foram feitas diversas soldagens de simples deposição sobre chapa, na posição
plana, tentando obter todos os modos de transferência metálica. Como a possibilidade do
aumento da velocidade de soldagem é dita como uma das grandes vantagens do processo,
principalmente na disposição escolhida para todos os experimentos - em série, tentou-se obter
uma maior velocidade de soldagem possível. Porém não se pôde alcançar altas velocidades de
soldagem devido à limitações da mesa de soldagem utilizada nos experimentos com filmagem.
Portanto, para todos os experimentos foi utilizada uma velocidade de soldagem de 10 mm/s, o
que representa quase a velocidade máxima permitida pela mesa de soldagem.
Após a familiarização com o processo e a determinação da velocidade de soldagem
adequada foi possivel elaborar o procedimento experimental para análise do comportamento
da tranferência metálica e do perfil soldado para cada variação de parâmetros a ser estudada.
As variações propostas para estudo foram:
• comprimento do arco (em três níveis)
• teor de CO
2
do gás de proteção (em dois níveis) para três comprimentos de arco;
• distância entre arames no bico de contato (em dois níveis) para três comprimentos de
arco;
• ângulo de ataque (em dois níveis) para um mesmo comprimento de arco;
• velocidade de alimentação de cada arame (iguais nos dos arames; e maior no lider que
no escravo em 20%) para um mesmo comprimento de arco;
• velocidades de alimentação de cada arame e ângulo de ataque da tocha conjuntamente
(o misto das duas variações anteriores) para um mesmo comprimento de arco.
No estudo de todas as variações, foi adotado o critério de se manter uma mesma
corrente de soldagem (Ief média = 280 A), mesmo que para isto houvesse a necessidade de
ajustar outros parâmetros de soldagem para a sua correção e conseqüente manutenção. Essa
manutenção é muito importante para uma análise dos resultados, pois a corrente está
diretamente relacionada com a variação dos modos de transferência e aspectos relacionados a
mudanças nos parâmetros geométricos, os quais serão a base da discussão proposta neste
trabalho.
É importante chamar a atenção de que se decidiu também, do ponto de vista
metodológico, manter a mesma quantidade depositada de arame por unidade de comprimento
da solda, independentemente das variações impostas para estudo. Este procedimento visou
permitir uma melhor comparação de cada variação sobre a geometria do cordão. Para tal,
60
fixou-se que os dois arames juntos deveriam depositar 22 m/min, o que equivale a uma taxa de
fusão de 11,7 kg/h.
Em cada condição de soldagem selecionada para se fazer o estudo da influência das
variações acima listadas, soldou-se dois corpos de prova, no intuito de filmar a transferência
metálica separadamente sem a presença do arco elétrico e com o arco, visualização possível
nesta técnica, pelo ajuste de filtros. Foi feita a aquisição do sinal de corrente e tensão para se
obter os valores médios e eficazes (rms) dos mesmos e, portanto, entre outras coisas,
comprovar a semelhança entre faixas de corrente.
Para todos os experimentos, além de adquiridos os sinais de tensão e corrente em
ambas as fontes, foi proposto analisar e discutir as características das transferências metálicas
obtidas e as conseqüências dos efeitos das variáveis sob estudo sobre essa transferência e
sobre a geometria dos cordões.
Desta forma, os corpos de prova (CP) após a soldagem foram seccionados para
observar a geometria do cordão. O critério utilizado para a posição do corte foi o de fazê-lo logo
antes da última porção da poça de fusão solidificada, quando se acredita que a transferência
metálica estivesse mais estável (ver Figura 3.13).
Figura 3.13 – Posição de corte das amostras no corpo de Prova
Cada amostra foi lixada em suas duas seções transversais, em lixas de granulações
220, 320, 600 e 1000 e, em seguida, atacada quimicamente com NITAL 4%, para a revelação
da zona fundida e uma posterior medição dos parâmetros geométricos (largura, penetração,
área total fundida e área adicionada), esquematizados pela Figura 3.14.
Figura 3.14 – Parâmetros geométricos
61
Para a aquisição de fotos digitais dos perfis soldados e, conseqüentemente, dos
parâmetros geométricos, fez-se necessário a utilização de um equipamento de aquisição digital
de imagens (Figura 3.15) composto por uma câmera CD e lentes, o conjunto conectado a um
computador, e softwares comerciais: GLOBAL Lab Acquire® (aquisição), Adobe Photoshop®
(tratamento das imagens) e GLOBAL Lab Image® (obtenção dos parâmentos geométricos)
(Silva, 1995).
Figura 3.15 – Sistema de obtenção e tratamento de imagens
Já os filmes obtidos em cada experimento foram analisados previamente no intuito de
observar o tipo de transferência metálica e a qualidade do vídeo. Posteriormente, para que se
pudesse demonstrar o comportamento da transferência em cada situação, fez-se a
transformação dos filmes em seqüências de fotos através do software fxlink®. Como a
freqüência de aquisição é muito alta (2000 fotos por segundo), seria necessário um número de
fotos muito grande para se preservar esta taxa de aquisição. Portanto, para cada experimento,
foram utilizadas amostras seqüenciais com os tempos entre quadros, não necessariamente
constantes que melhor representassem cada tipo de transferência. Deve-se lembrar ainda que,
em todos os vídeos, o arame líder está à esquerda.
3.5.1 - Variação do comprimento de arco em um mesmo nível de corrente
A necessidade de variar-se o comprimento do arco para uma mesma corrente se deu
para satisfazer inicialmente o interesse em verificar a influência desta variável no
comportamento da transferência e sua conseqüência sobre a formação geométrica do cordão.
Entretanto, como se verá ao longo deste trabalho, passou a ser mais do que uma das variáveis
a ser estudada, uma vez que mesmo ao se estudar o efeito das outras variações listadas,
fazia-se necessário avaliar outros comprimentos de arcos compatíveis com a nova condição, e
sempre com o mesmo nível de corrente.
Para se obter comprimentos de arcos diferentes em uma mesma faixa de corrente e
62
velocidades de alimentação em fontes convencionais (característica estática do tipo tensão
constante), utilizou-se o artifício de variar a Distância do Bico de Contato-Peça (DBCP).
Quando, por exemplo, se aumenta a DBCP, mantendo-se todos os outros parâmetros
constantes (inclusive Velocidade de Alimentação – Valim), há uma diminuição do valor da
corrente, pois há um aumento do comprimento energizado do eletrodo, apesar do comprimento
do arco ficar praticamente o mesmo. O aumento do comprimento energizado do eletrodo
ocasiona um aumento da resistência elétrica que, por efeito joule, aumenta a energia em forma
de calor para o arame, diminuindo assim a corrente demandada para manter a mesma taxa de
fusão (mesma Valim). Em seguida, aumenta-se a regulagem da tensão até que a corrente
retorne para o valor desejado. Já este aumento da tensão para uma dada corrente e DBCP,
significa o aumento desejado de comprimento do arco.
Os dados da Tabela 3.2 ilustram a aplicação do procedimento acima descrito para se
obter diferentes comprimentos de arco. Como se vê, pôde-se obter três níveis de comprimento
de arco, pequeno, médio e longo, numa série de soldas de simples deposição sobre chapa,
mantendo-se a Valim em cada alimentador no valor de 11 m/min (taxa de fusão total de 11,7
kg/h) e fixando-se a DBCP em três valores, 16, 20 e 24 mm. Como se partia da premissa de
trabalhar em mesmas faixas de corrente, tomou-se como base a corrente do experimento t1
para, então, ajustar os valores das outras duas condições de tamanho de arco proposto. As
tensões de regulagem encontradas para a correção dos valores das correntes dos
experimentos t2 e t3 foram 30,5 e 32,8 V, respectivamente, obtidas através dos experimentos
t4 e t5, como pode ser observado na Tabela 3.2.
Tabela 3.2 – Obtenção de tensões de correção para a variação de DBCP, utilizando-se a tocha
DAPU e a proteção por Ar+8%CO
2
Parâmetros Ajustados Parâmetros Obtidos
Corpo de
Prova
(CP)
U (V)
DBCP
(mm)
Valim
líder/
guiado
(m/min)
Ief
Mestre
(A)
Ief
Esc
(A)
Uef
Mestre
(V)
Uef
Esc
(V)
t1 24 16 11/11 271 274 24,5 24,3
t2 24 20 11/11 253 256 24,3 23,5
t3 24 24 11/11 237 240 24,6 24,4
t4 30,5 20 11/11 274 277 30,4 28,9
t5 32,8 24 11/11 277 280 32,6 30,9
Ainda com base na Tabela 3.2, observa-se que a corrente do eletrodo da fonte
escrava é levemente superior em todos os experimentos, o que pode ser explicado pelo menor
comprimento real do arco nesse arame em relação ao líder, tanto pela formação prévia da poça
pelo arame da mestra (Figura 3.16), como por um fenômeno observado também por Motta et al
63
(2004); o arco da frente é sempre mais deslocado pelo efeito do campo magnético
5
. Em
relação aos valores de tensão, nota-se que eles seguiram a regulagem da tensão na fonte,
considerando erros aleatórios devidos à própria resolução do sistema de medida e à dinâmica
da fonte frente a transientes.
Figura 3.16 – Representação do efeito da deposição do arame líder sobre a variação do
comprimento do arco
3.5.2 - Variação do teor de CO
2
do gás de proteção em um mesmo nível de corrente
Para análise do comportamento da transferência metálica e do perfil soldado sob a
variação do teor de CO
2
no gás de proteção,
foram utilizados dois tipos diferentes de misturas
de gases, como foi citado no item 3.4.3, a saber, Ar+20%CO
2
e Ar+8%CO
2
.
Como citado na revisão bibliográfica, do aumento do teor de CO
2
é esperado, para um
mesmo ajuste de parâmetros, uma diminuição no valor de corrente devido às suas
propriedades físicas. Portanto, foi proposta a utilização do mesmo procedimento utilizado para
correção da corrente quando da obtenção de comprimentos de arcos diferentes, ou seja,
variou-se a DBCP e a regulagem de tensão até que a corrente do processo protegido com
Ar+20%CO
2
se assemelhasse com a corrente anteriormente obtida com a proteção por
Ar+8%CO
2
.
Entretanto, a garantia de uma mesma corrente não era a garantia de um mesmo
comprimento de arco. E não se pode comparar efeitos de uma variável sobre a transferência
5
- Ensaios mais recentes sugerem que o fato de o arco da frente ser sempre atraído pelo arco de trás
parece depender da velocidade de soldagem. Em velocidades maiores, o fenômeno pode ocorrer ao
contrário.
64
metálica se o arcos forem de diferentes tamanhos, mesmo que no mesmo nível de corrente.
Por isto, foi procurado variar também o comprimento do arco da soldagem com Ar+20%CO
2
,
ainda da mesma maneira de que no item 3.5.1, em três níveis, de tal forma que os resultados
pudessem ser comparados de um modo mais coerente com os resultados com a proteção com
Ar+8%CO
2
obtidos pelo procedimento do item anterior. Nesta fase do trabalho, foram mantidos
contanstes os demais parâmetros, inclusive a distância entre eletrodos = 4 mm - tocha DAPU,
em detrimento da variação dos dois tipos de gases citados no primeiro parágrafo deste item.
3.5.3 - Variação da distância entre arames-eletrodo no bico de contato em um mesmo
nível de corrente
Com o objetivo de analisar a influência da distância entre eletrodos sobre a
transferência metálica e perfil soldado, utilizou-se as duas tochas apresentadas no item 3.1.2,
que, apesar de manterem-se de forma semelhante os arames paralelos na saída do bico de
contato, diferenciam-se por possuir espaçamentos diferentes entre as pontas dos arames (4
mm para a tocha potencial único – DAPU – e de 10 mm para a tocha de potencial isolado –
DAPI). Ao se utilizar as tochas para sistemas diferentes, outra diferença operacional se
sobressai, isto é, o próprio tipo de ajuste da fonte permite com a DAPI regular separadamente
o parâmetro de soldagem de cada arame.
Desta forma, para minimizar o efeito desta segunda diferença operacional, ajustou-se,
quando do uso da tocha DAPI, os mesmos parâmetros de tensão de soldagem nas duas
fontes, valor de tensão este ajustado nos experimentos planejados no item 3.5.1, com a tocha
DAPU, na qual a tensão é ajustada somente na fonte Mestre, a qual comanda a fonte escrava.
Houve ainda a necessidade de se utilizar vazões diferentes para as duas tochas, isso
porque a tocha DAPI possui um diâmetro com quase o dobro da área de bocal em relação à
tocha DAPU (diâmetro foi medido). Desta forma, foi utilizada uma vazão de 20 l/min na tocha
DAPU e de 40 l/min na tocha DAPI (dois cilindros ligados em paralelo).
Nesta fase do trabalho, foi utilizada a tocha DAPI e a proteção por Ar+8%CO
2
. Foi
procurado variar também o comprimento do arco da soldagem, conforme procedimento do item
3.5.1, em três níveis, de tal forma que os resultados pudessem ser comparados de modo mais
coerente com os resultados com o uso da tocha DAPU, cuja distância entre as pontas de
arames era menor. Um outro nível mais elevado de comprimento do arco foi testado (U= 37,6
V) com o objetivo de analisar a tendência de extrapolação das curvas obtidas com os outros
comprimentos de arco.
65
3.5.4 - Variação do ângulo de ataque em um mesmo nível de corrente
Dependendo do ângulo e sentido de soldagem (empurrando ou puxando) imposto,
pode-se encontrar melhores resultados e acabamento do cordão de solda. Espera-se que o
sentido de soldagem puxando, favoreça a penetração, enquanto sentido empurrando melhore o
acabamento do cordão soldado, ocasionando cordões com maiores larguras e menos
convexos.
Desta forma, neste experimento usou-se a tocha DAPU, variando-se o ângulo de
ataque em 10º empurrando de modo a comparar com a situação onde não havia ângulo de
ataque. Na Figura 3.17 pode-se observar a configuração proposta.
Novamente, a situação do comprimento de arco longo do item 3.5.1 mostrou-se mais
adequada para comparação pois, como já foi dito anteriormente, mostrou-se ser a condição de
maior estabilidade e, segundo alguns autores (Hedegard et al, 2004, Dilthey et al, 1998 e
Mulligan & Melton, 2004) arcos curtos não são recomendados para o processo duplo arame,
pois causam muita instabilidade do arco elétrico.
Da mesma maneira que para a mudança de gás de proteção teve-se que encontrar uma
tensão de ajuste para compensar a variação do ângulo de ataque da tocha de 10º, já que essa
mudança ocasiona um desvio da DBCP nos dois arames e uma conseqüente diminuição da
corrente. A tensão encontrada após algumas soldagens experimentais foi de 35,6 V, o que
elevou a corrente a níveis desejados para a comparação com a situação proposta. Nessas
soldagens o gás de proteção foi de Ar+8%CO
2
.
Figura 3.17 – Configuração da tocha angulada de 10º empurrando
66
3.5.5 - Variação da velocidade de alimentação de cada arame em um mesmo nível de
corrente
Segundo boa parte da literatura, recomenda-se diferentes velocidades de alimentação
para os arames líder e guiado, com a velocidade do cabeçote escravo entre 60 a 100% da do
líder (Mulligan et al, 2002). Para poder comparar com os resultados obtidos para diferentes
comprimentos de arco e com as mesmas taxas de fusão (item 3.5.1), teve-se o cuidado, nesta
fase, de se manter a soma das duas velocidades de alimentação igual a 22 m /min. Para tanto
foi testado alguns pares de velocidades, porém muitos deles apresentaram uma grande
instabilidade, apresentando uma transferência com muitas explosões e respingos. Dentre os
pares com diferentes velocidades de alimentação, a condição de 12 m/min no arame líder e 10
m/min no guiado foi a que demonstrou maior estabilidade dentre a série de soldagens feitas
anteriormente às filmagens. A diferença entre as velocidades do arame guiado e líder ficou em
83%, o que está dentro da faixa indicada pela literatura.
Para comparação, foi utilizada a situação do comprimento de arco longo do item 3.5.1,
por motivos já citados anteriormente. Nesta fase do trabalho, foi utilizada a tocha DAPU e a
proteção por Ar+8%CO
2
.
3.5.6 - Variação conjunta da velocidade de alimentação de cada arame e do ângulo de
ataque em um mesmo nível de corrente
A variação conjunta das velocidades de alimentação nos dois arames e do ângulo de
ataque, ao mesmo tempo, foi uma variação proposta para se avaliar a possíveis melhorias no
perfil soldado, uma vez que as duas alterações separadamente são citadas como benéficas.
Para tanto, foram mantidos os parâmetros ajustados nos itens 3.5.4 e 3.5.5, com
velocidades de 12 m/min no arame Líder e 10 m/min no guiado e tocha inclinada de 10º
(empurrando), para comparar com a situação do comprimento de arco longo do item 3.5.1.
Nesta fase do trabalho, foi utilizada a tocha DAPU e a proteção por Ar+8%CO
2
.
67
Capítulo IV - Resultados e Discussão
Para uma melhor análise da influência da mudança das variáveis propostas, este
capítulo será divido em duas partes, a saber, análise da transferência metálica e análise do
perfil soldado.
4.1 - Análise da transferência metálica
4.1.1 - Transferência metálica para diferentes comprimentos de arco
Como foi citado no procedimento experimental, item 3.5.1, para obter-se três
comprimentos de arco com distância entre eletrodos de 4 mm, foi utilizado o artifício de variar a
DPBC em três níveis; e para corrigir-se o valor da corrente, ajustou-se a tensão na fonte. Após
obter as tensões de ajuste, fez-se dois cordões de solda para cada comprimento de arco, desta
vez, filmando a transferência metálica juntamente com a aquisição dos sinais de tensão e
corrente.
De acordo com a Tabela 4.1, pode-se observar os valores médios e eficazes das
correntes e tensões, tanto da fonte escrava (Esc.), como da fonte mestra. Pode-se observar
também que somente na repetição da condição de arco médio (CP 3 e 4) não houve boa
repetibilidade, justificado-a por uma combinação de parâmetros de transição entre
transferência curto-circuito e goticular. A média calculada entre as correntes eficazes dos três
comprimentos de arco, tanto da fonte mestre quanto da escrava, foi de 282 A com 9 A (~3%)
de desvio padrão, fato que comprova o sucesso relativo da tentativa de trabalhar-se com uma
mesma corrente média (280 A).
Tabela 4.1 – Parâmetros ajustados e monitorados nos experimentos com variação do
comprimento do arco e Ar+8%CO
2
(Valim líder = Valim guiado = 11 m/min)
Parâmetros
Ajustados
Parâmetros Obtidos
Corpo
de
Prova
(CP)
Tensão
na
Fonte
DBCP
(mm)
Ief
Mestre
Ief
Esc.
Im
Mestre
Im
Esc.
Uef
Mestre
Uef
Esc.
Um
Mestre
Um
Esc.
1 24 16 275 278 270 272 24,3 24,4 23,8 24,3
2 24 16 278 281 272 274 24,2 24,3 23,7 24,1
3 30,5 20 294 297 294 297 30,3 29,3 30,3 29,3
4 30,5 20 267 270 262 265 30,5 29,8 30,2 29,7
5 32,8 24 284 288 284 287 32,7 31,5 32,7 31,5
6 32,8 24 282 286 282 285 32,7 31,2 32,6 31,2
68
Uma técnica utilizada para avaliar o modo de transferência metálica quando não se
tem a filmagem em alta velocidade é comparar os valores médios com os eficazes da corrente
e da tensão. Quando eles têm valores bem próximos, caso dos CP 3, 5 e 6, pode-se supor uma
transferência goticular (“spray”), devido à menor oscilação de amplitudes dos sinais de corrente
e tensão, caracterizando uma estabilidade na transferência. Os oscilogramas de corrente e
tensão da transferência por curto-circuito se caracterizam por transientes e os respectivos
valores médios e eficazes distanciam-se, caso dos CP 1, 2 e 4. No Anexo V são colocados os
oscilogramas típicos referentes aos experimentos.
Para se ter uma certeza sobre o tipo de transferência metálica ocorrida em cada
comprimento de arco foi feita a filmagem em alta velocidade, que proporcionou além da
visualização do tipo de transferência metálica, a observação da interação entre os arcos
elétricos, principalmente nas situações de arco médio e longo. A literatura corrente, por
exemplo, Dilthey et al (1998) e Mulligan & Melton (2002), condena em muitos casos a utilização
do processo com potencial único em MIG/MAG duplo arame devido a esta interação
eletromagnética entre dois arcos. Na Figura 4.1 e confirmado pelos oscilogramas, pode-se
observar a transferência do arco mais curto, com a DBCP de 16 mm. Nela, verifica-se uma
transferência por curto-circuito, com o arame líder enterrado em sua maior parte e o guiado em
curto-circuito com explosões constantes, ocasionando uma quantidade considerada de
respingos. Não se observa grande interação dos arcos.
Figura 4.1 – Amostra seqüencial (tempo entre quadros não necessariamente constantes) que
melhor ilustra a transferência metálica com arco curto, com Ar + 8% de CO
2
e distância entre
eletrodos de 4 mm (arco da mestra à esquerda) , CP 1 e 2
A transferência com comprimento de arco resultante da DBCP de 20 mm demonstrou-
se inconsistente, ora por curto-circuito ora goticular. Já há uma tendência de interação entre os
arcos, avaliado pela atração entre as gotas. Podem-se destacar alguns comportamentos
diferenciados neste experimento. Um primeiro (Figura 4.2) caracterizava-se quando o arame da
mestra alterna o tipo de transferência, algumas vezes goticular com elongamento e na
69
seqüência passa ao curto-circuito enterrado. A transferência do arame guiado se comportou na
maior parte do tempo, como curto-circuito.
Figura 4.2 – Amostra seqüencial da transferência metálica com arco médio, com Ar + 8% de
CO
2
e distância entre eletrodos de 4 mm - comportamento 1, CP 3 e 4
Um segundo comportamento é ilustrado pela Figura 4.3, quando os dois arames
aparentemente estavam transferindo a gota por curto-circuito, com gotas com o diâmetro maior
que o arame-eletrodo. Essas gotas, em certos momentos, foram grandes o suficiente para
unirem-se numa só, formando uma única gota de maior tamanho entre os dois eletrodos e,
posteriormente, explodindo com um curto-circuito. Ambos os comportamentos dos arcos
demonstraram instabilidade. Os oscilogramas (Anexo V) confirmam haver curtos-circuitos.
Figura 4.3 - Amostra seqüencial da transferência metálica com arco médio, com Ar + 8% de
CO
2
e distância entre eletrodos de 4 mm - comportamento 2, CP 3 e 4
Estes resultados estão em concordância com os de outro autor. Segundo Gonzáles
(1999), uma característica observada através de filmagens da soldagem por curto-circuito de 2
arames na disposição em série, o eletrodo da frente (alimentado pela fonte mestre) transfere
gotas de metal fundido com uma freqüência mais baixa em relação ao de trás e com
características de transferência globular. No segundo eletrodo (alimentado pela fonte escrava),
70
os curtos se dão com maior freqüência e a transferência é dada efetivamente por curto-circuito.
Desta forma, talvez seja possível otimizar o ajuste dos parâmetros fazendo regulagens
diferenciadas entre as velocidades de alimentação de cada arame (por exemplo, maior
velocidade para o arame da fonte mestre), obtendo-se individualmente a transferência
adequada.
Na Figura 4.4, pode-se observar a transferência metálica do arco de maior
comprimento, com DBCP de 24 mm. Esta transferência se dá no modo goticular em ambos
arames (goticular com elongamento), ocasionando uma transferência estável e uniforme ao
longo do cordão de solda, com pouca quantidade de respingos. Não há evidência de
transferência por curto-circuito nos oscilogramas, mesmo que em alguns quadros da imagem
(por exemplo, os dois últimos quadros da Figura 4.4) possa parecer o contrário (os possíveis
curtos são incidentais, ou seja, muito rápidos e nos quais não há tempo para esta transferência
durante os curtos).
Figura 4.4 – Amostra seqüencial da transferência metálica com arco longo, com Ar + 8% de
CO
2
e distância entre eletrodos de 4 mm, CP 5 e 6
Ainda observando a Figura 4.4, verifica-se de forma mais clara a atração das gotas
devido ao efeito do campo magnético, podendo ou não haver a junção das mesmas, devido à
tensão superficial, antes do destacamento. Pode-se destacar também que há uma tendência
de junção das gotas mais próximo do arame guiado, concordando com a observação de um
maior deslocamento do arco para o eletrodo de trás. Finalmente, pode-se ver mais claramente
a poça sob o arco guiado. Nos casos anteriores, esta observação não é tão facilitada pelo
movimento da poça durante os curtos-circuitos. Além disto, espera-se um maior efeito do arco,
empurrando a gota para trás, quando a transferência é goticular.
Em relação à interferência entre os arcos elétricos (visível ao se colocar filtros que
evidenciem mais o arco elétrico do que a transferência metálica), pode-se afirmar que ela
realmente acontece, e que demonstra ser mais intensa para quanto maior for o comprimento
do arco. No arco pequeno a interferência existe, mas é pouco perceptível visualmente. Quanto
aos arcos médios, observa-se, na Figura 4.5 esta interferência, mostrando uma atração maior
71
por parte do arco guiado. Em certos momentos, os dois entram em curto-circuito e,
conseqüentemente, há o apagamento dos arcos (4º quadro na Figura 4.5), reacendendo de
forma explosiva (quinto quadro na Figura 4.5).
Figura 4.5 - Arco elétrico na DBCP de 20 mm, CP 3 e 4
Na Figura 4.6, pode-se observar mais claramente a interferência entre os arcos, para a
DBCP de 24 mm. O fenômeno de interferência do campo magnético é nítido nesta seqüência,
onde se observa uma atração dos arcos, com uma tendência de situar-se mais para perto do
arco do arame guiado. A razão para tal fato é provavelmente, a posição da poça sob o arco da
escrava (a poça é o emissor provável de elétrons por efeito de campo, devido a sua maior
temperatura do que a da chapa à sua frente, desde que haja oxigênio suficiente).
Figura 4.6 - Arco elétrico na DBCP de 24 mm (arco da mestra à esquerda), CP 5 e 6
4.1.2 - Transferência metálica para diferentes do teores de CO
2
no gás de proteção
Nessa etapa do trabalho procurou-se identificar a influência do teor de CO
2
no gás de
proteção sobre a transferência metálica, utilizando os mesmos níveis de corrente. Partiu-se dos
mesmos ajustes de parâmetros apresentados na Tabela 4.1, para obtenção de 3 comprimentos
de arco, mas com um gás de proteção com 20% de CO
2
. A Tabela 4.2 mostra os parâmetros
médios resultantes, sendo os CP 7 e 8 para o arco curto, os CP 9 e 10 para o arco médio e o
CP 11 e 12 para o arco longo.
Esperava-se que com um aumento no teor de CO
2
na mistura com Argônio houvesse
um aumento da resistência oferecida pelo arco elétrico e, conseqüentemente, uma diminuição
da corrente, para um dado ajuste de tensão (tensão constante). Esta diminuição foi realmente
observada em todas as tensões de ajustes no presente trabalho, como pode ser verificada
comparando-se a Tabela 4.2 (CP 7 a12) com a Tabela 4.1(CP 1 a 6) e ilustrado na Figura 4.7 .
Já os oscilogramas de tensão e corrente podem ser encontrados no Anexo V.
72
Tabela 4.2 – Parâmetros ajustados e monitorados nos experimentos com variação do
comprimento do arco e Ar+20%CO
2
(Valim líder = Valim guiado = 11 m/min)
Parâmetros
Ajustados
Parâmetros Obtidos
Corpo
de
Prova
(CP)
Tensão
na
Fonte
DBCP
(mm)
Ief
Mestre
Ief
Esc.
Im
Mestre
Im
Esc.
Uef
Mestre
Uef
Esc.
Um
Mestre
Um
Esc.
7 24 16
269 272 264 267 24,3 24,8 23,9 24,6
8 24 16
274 277 261 264 24,3 25,2 23,6 24,9
9 30,5 20
276 279 275 278 30,4 29,9 30,3 29,9
10 30,5 20
262 264 255 258 30,6 30,8 30,4 30,7
11 32,8 24
270 273 269 272 32,7 32,2 32,7 32,2
12 32,8 24
261 264 257 260 32,8 32,7 32,6 32,6
13 37,6 24
286 289 285 288 37,4 36,7 37,3 36,7
14 37,6 24
288 290 286 289 37,4 36,8 37,3 36,7
24
30,5
32,8
24
30,5
32,8
260
270
280
290
23 27 31
Tensão de Ajuste (V)
Média das correntes eficazes
(A)
8%CO2
20%CO2
Figura 4.7 – Variação da corrente (média dos valores eficazes) para diferentes teores de CO
2
,
para uma mesma tensão
Mesmo sendo prejudicada a análise comparativa entre as condições das Tabelas 4.1 e
4.2 pela diferença nas correntes, que com certeza afetam o modo de transferência, procurou-
se avaliar novamente o efeito do aumento do comprimento de arco. A transferência metálica
para o arco mais curto com esse tipo de gás demonstrou ser muito parecida com a do gás de
proteção de 8% (CP 1 e 2 versus CP 7 e 8), sendo em todo tempo por curto-circuito e com os
arames enterrados na poça de fusão. Por se utilizar um gás com maior teor de CO
2
e, por isso,
a transferência metálica por curto-circuito se comportar de maneira mais explosiva, houve
também uma quantidade consideravelmente maior de respingos do que na condição similar de
arco curto com 8% de CO
2
. Pode-se perceber na Figura 4.8 que na maioria das transferências
houve uma concentração do metal fundido entre os dois arames e nas extremidades. Em
73
alguns momentos, o metal fundido aglomerou-se nas paredes do arame, o que é explicado
pelas constantes repulsões de gotas existentes nesse tipo de transferência.
Figura 4.8 – Amostra seqüencial (tempo entre quadros não necessariamente constantes) da
transferência metálica em arco curto, com o gás de proteção de Ar + 20% CO
2
, CP 7 e 8
Para a condição de soldagem de arco médio (Figura 4.9) é notório um crescimento do
comprimento do arco, o que possibilitou a existência de outros modos de transferência
metálica. Da mesma forma que para o gás de 8% (CP 3 e 4 versus CP 9 e 10), a transferência
demonstrou-se ser um misto de curto-circuito (maior parte do tempo) e globular. Porém, uma
maior dificuldade de destacamento das gotas foi encontrada, o que pode ser explicado pelo
aumento do teor de CO
2.
A instabilidade da transferência metálica por curto-circuito novamente fez com que
algumas gotas de metal fundido aglomerassem-se constantemente nas paredes dos dois
arames sólidos, até formarem uma só grande gota entre os mesmos (ajudadas pela tensão
superficial e pela atração eletromagnética). Por estarem na forma de metal fundido (por volta
74
de 1600ºC), as gotas aglomeradas contribuíram para a fusão do arame sólido em alguns
momentos, propiciando um destacamento “prematuro” de uma gota de grandes dimensões.
Esse destacamento “prematuro” ocasiona um aumento do comprimento do arco, possibilitando
inicialmente uma transferência metálica goticular/globular até o momento da junção das gotas,
onde há a ocorrência de transferência globular.
75
Figura 4.9 – Amostra seqüencial da transferência metálica do arco médio, com o gás de
proteção de Ar + 20% CO
2
, CP 9 e 10
Com o comprimento de arco mais elevado (CP 11 e 12), como mostra a Figura 4.10,
pode-se perceber mais nitidamente a atração entre as gotas pelas forças eletromagnéticas e
pela tensão superficial. A grande interferência entre as gotas gera uma grande instabilidade na
transferência metálica, podendo observar-se os três tipos de transferência metálica, curto-
circuito, globular e goticular (mais freqüente nesse comprimento de arco). Ainda baseado na
Figura 4.10, pode-se visualizar casos de curtos-circuitos independentes em cada arame e em
outros momentos, na gota formada pela fusão dos dois arames que toca a chapa ocasionando
o curto.
76
77
Figura 4.10 – Amostra seqüencial da transferência metálica do arco longo com tensão de
32,8V, com o gás de proteção de Ar + 20% CO
2
, CP 11 e 12
Como se vê, nas condições da Tabela 4.2 (CP 7 a 12), não foi possível obter um
comprimento de arco que desse uma transferência sem curtos-circuitos. A solução seria
aumentar ainda mais a DBCP, mas este não era o enfoque dessa etapa. Por isso, para se
poder comparar a influência de um maior teor de CO
2
no gás de proteção, utilizando-se os
mesmos níveis de corrente da etapa anterior, fez-se necessário aumentar o valor da corrente
encontrado. Esta correção poderia ser feita ou pelo aumento da velocidade de alimentação ou
pelo aumento da tensão, esta última, sendo a escolhida para manter-se o mesmo volume de
material depositado.
O arco escolhido para a correção do valor de corrente foi o arco longo da Tabela 4.1, o
qual demonstrou permanecer o mais estável no modo de transferência metálica goticular para
o gás de proteção com 8% de CO
2
. Para corrigir o valor da corrente na faixa pré-estabelecida
de 282 ± 9 A, elevou-se a tensão de ajuste até a corrente atingir a faixa desejada. O valor da
tensão para correção foi de 37,6 V, como pode ser observado na Tabela 4.2 para o CP 13 e
14. Naturalmente, a correção da corrente por esse meio fez com que os arcos do CP 13 e 14
se tornassem mais longos do que os arcos do CP 11 e 12, e similares aos dos CP 5 e 6.
Com o arco mais longo (CP 13 e 14), mas com nível de corrente corrigido para igualar-
se com o nível dos CP 5 e 6, pode-se verificar a existência, neste caso, dos dois tipos de
transferência metálica para esse comprimento de arco elevado, goticular e globular (maioria do
78
tempo), mesmo ainda com a ocorrência de curtos (em menor escala). Deve-se lembrar que a
transferência para o caso de 8% CO
2
se deu somente da forma goticular / goticular com
elongamento (Figura 4.11 versus Figura 4.4).
79
Figura 4.11 – Amostra seqüencial da transferência metálica do arco mais longo, com tensão de
37,6 V e com o gás de proteção de Ar + 20% CO
2
, CP 13 e 14
O aumento do CO
2
mantém a existência de formação globular devido à atração entre
as gotas, mesmo que a altura do arco demonstre já impedir os curtos-circuitos. Deve-se
ressaltar que, apesar da ocasional existência de curtos-circuitos, mesmo assim, esta forma de
deposição da gota provocou maior quantidade de respingos em relação ao gás com 8% de
CO
2
.
4.1.3 - Transferência metálica para diferentes distâncias entre eletrodros no bico de
contato (tocha DAPU versus DAPI)
Como já foi visto no Capítulo II, a distância entre arames-eletrodos pode exercer um
papel fundamental na estabilidade do arco e no aspecto final do cordão soldado devido à
interação eletromagnética entre os arames e à formação da poça de fusão. Segundo alguns
autores, (Hedegärd et al (2004), Okui et al (1989), Dilthey et al (1998) e Mulligan & Melton
(2002), existem distâncias ótimas tanto para arames dispostos de modo perpendicular ao
material de base quanto para arames angulados entre si. É evidente que quando se tratar de
arames angulados entre si, essa distância vai também depender da DBCP. Por isso, no
presente estudo usou-se tochas com arames paralelos entre si, mas com distância entre
arames de 4 mm (tocha DAPU) e de 10 mm (tocha DAPI), ambas dispostas
perpendicularmente ao material de base.
80
Na Tabela 4.3, pode-se observar os valores das correntes e tensões obtidas em todos
os experimentos para a distância de 10 mm., os quais podem ser analisados em comparação
com os dados da Tabela 4.1 (distância de 4 mm). Os oscilogramas de tensão e corrente podem
ser encontrados no Anexo V.
Tabela 4.3 – Parâmetros ajustados e monitorados nos experimentos com distância entre
eletrodos de 10 mm e gás de proteção Ar+8%CO
2
(Valim líder = Valim guiado = 11 m/min)
Parâmetros
Ajustados
Parâmetros Obtidos
Corpo
de
Prova
(CP)
Tensão
na
Fonte
DBCP
(mm)
Ief
Mestre
Ief
Esc.
Im
Mestre
Im
Esc.
Uef
Mestre
Uef
Esc.
Um
Mestre
Um
Esc.
15 24 16 318
322 303 302 24,9 25,7 23,1 25,2
16 24 16 300
309 295 293 24,0 26,0 23,6 25,5
17 30,5 20
295 292 292 285 30,5 31,9 30,3 31,8
18 30,5 20
295 296 289 283 30,7 32,2 30,3 32,0
19 32,8 24
289 274 288 271 32,7 33,4 32,7 33,3
20 32,8 24
283 276 282 271 32,7 33,7 32,7 33,6
21 37,6 24
306 297 305 296 37,4 37,4 37,4 37,4
22 37,6 24
308 293 307 292 37,4 37,4 37,4 37,4
De primeira mão, pode-se perceber pela Tabela 4.3 (CP 15 a 20) que os valores das
correntes obtidas foram um pouco acima do esperado, apesar de os parâmetros ajustados
terem sido os mesmos dos utilizados para a tocha DAPU, com exceção da distância entre
eletrodos. Essa elevação da corrente pode ser explicada pela menor interação dos arcos
elétricos, o que permitiu a formação de gotas independentes em cada arame até seu
destacamento. Essa “independência” facilitou a transferência das gotas, oferecendo para uma
determinada tensão, uma menor resistência elétrica e, por isso, uma maior corrente. Mesmo
com essa distância de 10 mm ainda se formou uma única poça de fusão. Essa menor interação
causou uma maior estabilidade do arco, o que, para os arcos mais curtos, causou um menor
número de curtos-circuitos.
Pode-se observar através da Figura 4.12, a transferência metálica para a condição de
arco curto. Nessa figura nota-se que, da mesma forma que para a distância de 4 mm (CP 1 e
2), os arcos estão enterrados na poça de fusão na maior parte do tempo. Uma diferença
notada foi a evolução da poça de fusão entre os dois arames, o que, em alguns momentos,
devido à movimentação da poça se dar mais na direção do arame líder ou guiado, possibilitou
mudanças no tipo de transferência metálica em cada arame (neste caso, até mesmo a
transferência goticular com elongamento foi observada).
81
Figura 4.12 – Amostra seqüencial (tempo entre quadros não necessariamente constantes) da
transferência metálica do arco curto, com distância entre eletrodos de 10 mm e gás de
proteção de Ar + 8% CO
2
, CP 15 e 16
No arco médio (Figura 4.13) já se começa a perceber mais claramente a transferência
goticular e goticular com elongamento, porém pode-se ainda observar transferências metálicas
por curto-circuito. A evolução de material fundindo entre os dois arames ainda é percebida, o
que novamente influencia no tipo de transferência para cada arame, fazendo com que a
transferência goticular com elongamento, por exemplo, alterne entre o arame líder e o guiado,
dependendo da posição e altura da poça de fusão. Mesmo com essas novas condições, essa
demonstrou-se mais estável que as condições com distâncias entre arames-eletrodo de 4 mm
(CP 3 e 4).
82
Figura 4.13 – Amostra seqüencial da transferência metálica do arco médio, com distância entre
eletrodos de 10 mm e gás de proteção de Ar + 8% CO
2
, CP 17 e 18
O arco longo (Figura 4.14), situação de maior estabilidade para a distância entre
eletrodos de 4 mm, demonstrou aqui também ser bastante estável, porém com uma maior
variação do comprimento do arco para cada arame. Esta variação novamente é promovida pela
movimentação da poça, que ainda é bastante evidente.
Figura 4.14 – Amostra seqüencial da transferência metálica do arco longo, com distância entre
eletrodos de 10 mm e gás de proteção de Ar + 8% CO
2
, CP 19 e 20
83
Os experimentos numerados de CP 21 e 22 foram feitos no intuito de aumentar ainda
mais o comprimento do arco para poder observar-se a transferência metálica, já que a
condição de arco longo (CP 19 e 20) demonstrara ainda ser influenciada pela oscilação da
poça, o que dificultava a visualização clara da transferência unicamente goticular, ao contrário
da condição similar para a distância de 4 mm (CP 5 e 6). Quando se elevou a tensão para 37,6
V, pôde-se observar (Figura 4.15) a transferência goticular com elongamento, tanto no arame
líder (esquerda) quanto no guiado (direita). Já a movimentação da poça de fusão foi menor que
nos comprimentos de arco anteriores.
Figura 4.15 – Amostra seqüencial da transferência metálica do arco mais longo (37,6 V), com
distância entre eletrodos de 10 mm e gás de proteção de Ar + 8% CO
2
, CP 21 e 22
Neste comprimento de arco, mesmo com uma distância maior entre os eletrodos,
evidencia-se bem a interação entre os arcos elétricos (Figura 4.15), que também foi verificada
nos outros comprimentos de arco. Por outro lado, pode-se também observar que a distância de
10 mm não permite a junção dos metais fundidos dos dois arames devido às forças de atração,
o que não foi observado na distância de 4 mm. Já as angulações das transferências em cada
arame parecem visualmente estar bem próximas da situação com tocha DAPU e pelo
observado por Motta et al (2004).
4.1.4 - Transferência metálica para diferentes ângulos de ataque da tocha e velocidade
de alimentação
Uma série de experimentos (Tabela 4.4) foi feita para verificar a influência do ângulo
de ataque da tocha e da diferença da velocidade de alimentação entre cada arame sobre a
transferência metálica, comparativamente a uma condição padrão (CP 5 e 6). Deve-se ressaltar
que a tensão de ajuste dos experimentos onde houve a mudança do ângulo de ataque da
tocha de 0º para 10º foi alterada para 35,6V, de forma a compensar perdas pela variação da
DBCP real e manter-se, aproximadamente, uma mesma corrente média. Os oscilogramas de
corrente e tensão podem ser encontrados no Anexo V.
84
Tabela 4.4 – Parâmetros ajustados e monitorados nos experimentos com diferentes ângulos de
ataque e velocidades de alimentação e gás de proteção Ar+8%CO
2
(DBCP = 24 mm)
Parâmetros Ajustados
Parâmetros Obtidos
Corpo
de
Prova
(CP)
Tensão
na
Fonte
Valim
líder/
guiado
Ângulo
ataque
Ief
Mestre
Ief
Esc.
Im
Mestre
Im
Esc.
Uef
Mestre
Uef
Esc.
Um
Mestre
Um
Esc.
5
32,8 11/11 0 284 288 284 287 32,67 31,46 32,65 31,45
6
32,8 11/11 0 282 286 282 285 32,65 31,18 32,64 31,17
23 35,6 11/11 +10
288 292 288 292 35,39 34,57 35,38 34,56
24 35,6 11/11 +10
267 271 267 270 34,84 34,21 34,81 34,19
25 32,8 12/10 0
282 284 281 284 32,69 32,48 32,67 32,47
26 32,8 12/10 0
278 280 278 280 32,68 32,42 32,67 32,42
27 35,6 12/10 +10
284 288 284 288 35,39 34,66 35,38 34,65
28 35,6 12/10 +10
273 276 272 275 35,43 34,78 35,39 34,75
Pode-se observar em todos os experimentos da Tabela 4.4 que as tensões foram
maiores para o arame líder, tanto para valores médios quanto eficazes, o que evidencia um
maior comprimento do arco no arame líder (como foi citado anteriormente). No caso onde
somente elevou-se a velocidade de alimentação do arame líder (CP 25 e 26 em relação a CP 5
e 6) essa diferença foi reduzida, demonstrando a influência do aumento da velocidade sobre o
comprimento do arco.
Em relação às correntes nos CP 25 a 28, que são diretamente afetadas pela mudança
da velocidade de alimentação, esperava-se uma equiparação ou, até mesmo, um aumento no
valor da corrente do arame líder em relação ao guiado (que se demonstrou maior ao longo de
todos os outros experimentos), porém isso não ocorreu.
Na Figura 4.16, pode-se observar a transferência metálica para um ângulo de ataque
da tocha de 10º empurrando, a qual se comportou de forma semelhante à transferência sem a
imposição de um ângulo de ataque da tocha (CP 5 e 6), porém, aparentemente, com um
pequeno aumento no comprimento do arco, o que diminuiu a formação de gotas da junção dos
metais fundidos dos dois arames. Essa condição gerou quantidade de fumos metálicos maior
que nos experiementos anteriores, o que dificultou um pouco a visualização da transferência
através dos videos.
85
Figura 4.16 - Amostra seqüencial (tempo entre quadros não necessariamente constantes) da
transferência metálica para ângulo de ataque da tocha de 10º empurrando, distância entre
eletrodos de 4 mm e gás de proteção de Ar + 8% CO
2
, CP 23 e 24
Já na Figura 4.17, onde é mostrada a transferência metálica para diferentes
velocidades de alimentação entre os arames (mas mantendo-se a mesma média do CP 5 e 6),
pode-se notar um aumento da extensão do arame líder (arame da esquerda) e uma diminuição
do comprimento do arco, o que é ocasionado pela sua maior velocidade de alimentação.
Conforme já visto e comentado por meio da Tabela 4.4, os valores obtidos das tensões em
ambos os arames aproximaram-se bastante entre si. Este acréscimo na velocidade de
alimentação do arame líder provavelmente compensou fatores que contribuíam para uma maior
diferença nos valores de tensão: a existência de maiores desvios de comprimento de arco e
uma maior DBCP real do arame líder. Fora este detalhe do aumento da extensão do arame
líder, a transferência mostrou-se bem similar à situação de comparação (CP 5 e 6), porém com
um pouco mais de dificuldade de junção dos metais fundidos de cada arame. A transferência
goticular com elongamento foi a mais freqüente, mesmo ainda com a existência da atração
entre as gotas de metal fundido, formando uma só linha de transferência.
86
Figura 4.17 - Amostra seqüencial da transferência metálica para diferentes velocidades de
alimentação de cada arame (Valim líder =12 m/min e Valim guiado= 10 m/min), distância entre
eletrodos de 4 mm e gás de proteção de Ar + 8% CO
2
, CP 25 e 26
A última situação a ser avaliada é o comportamento da transferência metálica para
diferentes velocidades de alimentação de cada arame com a existência de ângulo de ataque da
tocha de 10º empurrando. A Figura 4.18 ilustra esta situação, que demonstra ser um misto
entre os dois casos anteriores, porém visualmente sem muitas diferenças para o experimento
inicial de comparação (CP 5 e 6). A angulação é evidente, mas o aumento da extenção do
arame líder nem tanto. Talvez o aumento da extenção do arame líder não seja tão evidente
devido à existência do ângulo de ataque da tocha, o que aumenta a DBCP real para esse
arame. Esta condição, da mesma forma para a condição de imposição de somente ângulo de
ataque da tocha, também gerou uma quantidades de fumos metálicos muito grande,
dificultando a visualização da transferência, em boa parte dos videos gravados. Isto leva a
pensar que a imposição de ângulo de ataque da tocha teve relação direta com a maior geração
de fumos.
Figura 4.18 - Amostra seqüencial da transferência metálica para diferentes velocidades de
alimentação de cada arame (Valim líder =12 m/min e Valim guiado= 10 m/min), distância entre
eletrodos de 4 mm e ângulo de ataque da tocha de 10º empurrando, com gás de proteção Ar +
8% CO
2
, CP 27 e 28
87
4.2 - Análise do perfil soldado
4.2.1 - Perfil soldado para diferentes comprimentos de arco
Usando os mesmos experimentos da avaliação do efeito do comprimento do arco
sobre a transferência metálica (item 4.1.1), resumido pela Tabela 4.1, avaliou-se a influência da
transferência metálica sobre a geometria do cordão em cada situação proposta. Seções
transversais representativas são mostradas nas Figuras 4.19 a 4.21.
Na Figura 4.19, pode-se observar os perfis de cada amostra e os parâmetros
geométricos para o cordão de menor comprimento de arco, com transferência metálica
exclusivamente por curto-circuito. Pode-se verificar que houve uma homogeneidade no formato
dos cordões. O mesmo acontece para a transferência metálica com o comprimento de arco
longo (Figura 4.20), mas observa-se um estreitamento do perfil no sentido da espessura da
chapa, característica típica de uma transferência goticular de soldagem com gases ricos em
argônio.
Figura 4.19 – Macrografias do perfil soldado com arco curto – DBCP 16 mm, CP 1 e 2 – duas
seções por corpo de prova (a e b)
Figura 4.20 – Macrografias do perfil soldado com arco longo – DBCP 24 mm, CP 5 e 6 – duas
seções por corpo de prova (a e b)
O perfil do cordão do comprimento de arco médio, com DCBP = 20 mm, comportou-se
de forma mais inconstante, como se pode observar na Figura 4.21. Como a transferência
metálica observada no CP 3 se deu de forma goticular, o perfil do cordão caracterizou-se como
os da Figura 4.20, ou seja, apresentou um estreitamento da zona fundida no sentido da
espessura da chapa, contribuindo assim para o aumento da penetração. No CP 4, o perfil
assumiu um formato mais similar ao da transferência de arco curto.
88
Figura 4.21 – Macrografias do perfil soldado com arco médio – DBCP 20 mm, CP 3 e 4 – duas
seções por corpo de prova (a e b)
A Tabela 4.5 resume a quantificação dos parâmetros geométricos dos experimentos
acima mencionados (ver detalhamento no Anexo VI). A variação dos parâmetros geométricos
pode ser melhor analisada pelas Figuras 4.22 e 4.23, onde se percebe que os mesmos tiveram
uma tendência de aumento em seus valores médios quando do aumento do comprimento do
arco.
Tabela 4.5 - Parâmetros geométricos médios e desvios padrão para diferentes comprimentos
de arco
CP
DPCP
(mm)
Tensão
(V)
Area
Total
(mm
2
)
σ
Área Adic.
(mm²)
σ
Largura
(mm)
σ
Penet.
(mm)
σ
1 e 2 16 24,0 59,1 2,3 33,1 1,5 12,2 0,3 4,1 0,2
3 e 4 20 30,5 76,2 7,3 37,3 5,2 14,1 0,7 5,1 1,4
5 e 6 24 32,8 82,0 2,6 41,9 2,1 15,1 0,9 5,0 0,8
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
18 22 26 30 34 38
Tensão (V)
Área (mm²
)
Área total
Área Adicionada
Figura 4.22 – Variação da Área Total e Adicionada versus Tensão para as diferentes DBCP’s,
onde quanto maior a Tensão, maior o arco.
89
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
18 22 26 30 34 38
Tensão (V)
Largura (mm)
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
Penetração (mm)
Largura
Penetração
Figura 4.23 – Variação da Penetração e Largura versus Tensão para as diferentes DBCP’s,
onde quanto maior a Tensão, maior o arco.
A Figura 4.22 ilustra o comportamento das áreas total e adicionada, que se
comportaram de forma semelhante, com uma tendência de crescimento em função dos
maiores os arcos. Como a Valim era constante, não se deveria, à primeira vista, esperar
variação da área adicionada. Entretanto, em transferências com arcos muito curtos há de se
esperar mais respingos, menor rendimento de deposição. Em uma suposição de que todo
material fornecido pelos arames fosse depositado no cordão de solda, encontrou-se, num
cálculo estimado, um valor máximo de deposição (área adicionada) de 41,4 mm², o que
representa uma perda por respingos de aproximadamente 30%, no caso mais crítico (CP 1),
representado pela transferência por curto-circuito. Já os corpos de provas soldados com a
transferência goticular quase não apresentaram visualmente perdas por respingos, o que é
comprovado pelos valores próximos a 41,4 mm² obtidos pelas áreas adicionadas (Tabela 4.5).
A explicação para a média dos valores de material depositado ter sido levemente superior ao
valor calculado se deve à movimentação da poça de fusão no sentido do cordão de solda
(reforço não regular), o que fez com que se tivessem, ao longo do cordão, pequenas diferenças
no valor do reforço, nesse caso particular diferença para mais. Estes dados indicam vantagens
importantes (econômicas) para o uso de arcos mais longos na soldagem MIG/MAG duplo
arame, pelo menos para velocidades de soldagem baixas (cordões de grande volume).
Já o aumento da área total (área fundida + área adicionada) para arcos mais longos é
justificável pelo aumento da penetração (Figura 4.20). É importante ressaltar que a corrente
média foi aproximadamente a mesma, assim como se manteve constante a velocidade de
90
soldagem. Desta forma, era de se esperar uma mesma penetração (área fundida). Mas outros
fatores devem ser considerados num possível contra-balanceamento de efeitos. Quando se
passa de curto-circuito para goticular, o arco fica mais tempo aberto, adquire maior pressão de
estagnação e as próprias gotas começam a contribuir com sua energia cinética. Um aumento
maior do comprimento do arco, passando o modo da transferência de uma interface curto-
circuito/goticular para goticular puro, poderia até passar a reduzir a penetração, uma vez que
agora passaria a prevalecer o efeito da menor concentração de arco com o seu aumento. A
pequena queda na penetração quando se passa de 30,5 V para 32,8 V (Figura 4.23) pode ser
um indício desta hipótese.
O aumento da largura com o comprimento do arco (Figura 4.23) é justificável pelo
aumento da taxa de deposição (área adicionada) e, concomitantemente, pela redução da
concentração do arco com o aumento do comprimento do arco.
4.2.2 - Perfil soldado para diferentes do teores de CO
2
no gás de proteção
Da mesma forma que no item anterior, utilizaram-se os mesmos experimentos da
avaliação do efeito do teor de CO
2
sobre a transferência metálica (item 4.1.2), resumido pela
Tabela 4.2, para avaliar-se a influência da transferência metálica sobre a geometria do cordão
em cada situação proposta.
Através das Figuras 4.24 a 4.27, podem-se observar as macrografias dos corpos de
provas (7 a 14), das quais foram tiradas as informações geométricas para a construção das
Figuras 4.28 e 4.29. A Figura 4.24 mostra a situação de arco curto, que não se comportou de
forma homogênea entre dois corpos de prova distintos. Visualmente se pode observar que o
CP 8 teve maior penetração e altura de reforço em se comparando com CP 7 que, por sua vez,
apresentou uma maior largura. Pode-se atribuir essa diferença à instabilidade da transferência
por curto-circuito nessas condições, que proporcionou uma elevada quantidade de respingos, o
que também influenciou para as diferenças nos perfis dos cordões. Porém o aumento da
corrente também tem que ser considerado, neste caso a diferença foi de 13 A no valor médio.
Figura 4.24 – Macrografias do perfil soldado com arco curto – DBCP 16 mm, CP 7 e 8 – duas
seções por corpo de prova (a e b)
O caso do arco médio (Figura 4.25) mostrou-se similar à situação anterior, com uma
grande diferença entre os corpos de prova, desta vez mais acentuada, porque uma maior
91
tensão leva a um comprimento de arco próximo ao da transição curto-circuito/globular, o que
gerou muita instabilidade do arco. Neste caso também houve aumento da corrente na segunda
soldagem, neste caso a diferença foi de 14 A no valor médio.
Figura 4.25 – Macrografias do perfil soldado com arco médio – DBCP 20 mm, CP 9 e 10 – duas
seções por corpo de prova (a e b)
Os arcos longo e mais longo (Figuras 4.26 e 4.27) tiveram um comportamento mais
homogêneo, o que deve ser atribuído às transferências metálicas globular (mais freqüente) e
goticular. Pode-se observar que, com o aumento do comprimento do arco, o cordão teve uma
tendência de aumentar a sua largura e, da mesma forma observada por Dilthey et al (1998), a
sua penetração na lateral, reduzindo assim o efeito de penetração afunilada que aconteceu
com o gás com menor teor de CO
2
.
Figura 4.26 – Macrografias do perfil soldado com arco longo – DBCP 24 mm, CP 11 e 12 –
duas seções por corpo de prova (a e b)
Figura 4.27 – Macrografias do perfil soldado com mais arco longo (37,6 V) – DBCP 24 mm, CP
13 e 14 – duas seções por corpo de prova (a e b)
A Tabela 4.6 resume a quantificação dos parâmetros geométricos dos experimentos 7
a 14 (ver detalhamento no Anexo VI) em comparação com a condição do uso do gás de 8% de
CO
2
(CP 1 a 6). A variação dos parâmetros geométricos pode ser melhor analisada pelas
Figuras 4.28 a 4.30, nas quais é importante lembrar que os três primeiros valores de tensão
referem-se a soldas com valores de corrente menores do que sua contrapartes (mesmo tendo
as mesmas tensões, os CP 1 e 2 têm corrente maior do que os CP 7 e 8, os CP 3 e 4 têm
corrente maior do que os CP 9 e 10 e os CP 5 e 6 têm corrente maior do que os CP 11 e 12). A
92
comparação com a mesma corrente, contudo, com tensões diferentes, é dada entre os CP 5 e
6 e CP 13 e 14.
Tabela 4.6 - Parâmetros geométricos médios e desvios padrão para diferentes teores de CO
2
CP
Teor
de CO
2
DPCP
(mm)
Tensão
(V)
Area
Total
(mm
2
)
σ
Área
Adic.
(mm²)
σ
Larg.
(mm)
σ
Penet.
(mm)
σ
1 e 2 8% 16 24 59,1 2,3 33,1 1,5 12,2 0,3 4,1 0,2
7 e 8 20% 16 24 57,9 4,3 31,9 3,4 12,5 1,5 3,9 0,6
3 e 4 8% 20 30,5 76,2 7,3 37,3 5,3 14,1 0,7 5,1 1,4
9 e 10 20% 20 30,5 70,6 10,9 33,2 4,8 14,8 1,3 4,5 1,2
5 e 6 8% 24 32,8 82,0 2,6 41,9 2,1 15,1 0,9 5,0 0,8
11 e 12 20% 24 32,8 73,5 5,0 33,3 2,8 15,9 1,1 4,1 0,5
13 e 14 20% 24 37,6 70,6 3,7 29,9 1,3 19,6 1,1 3,3 0,1
Comparando-se inicialmente em mesma tensão, mas cientes da diferença de corrente,
as variações da área total e adicionada podem ser observadas pela Figura 4.28. Percebe-se
que não houve crescimento da área adicionada para o gás de 20% de CO
2
, ao contrário do
verificado para o gás de 8% de CO
2
, que nitidamente reduziu a quantidade de respingos para
maiores comprimentos de arco (curto a longo). A razão seria a presença de curtos-circuitos, e
conseqüentemente, respingos nos três comprimentos de arco para o gás de 20% de CO
2
,
mesmo para o arco longo. Usando-se a suposição de que todo material fornecido pelos arames
fosse depositado no cordão de solda (um valor máximo de deposição de 41,4 mm²), ou seja,
sem respingos, verifica-se que para o gás com 20% de CO
2
e com o arco curto (24 V) obteve-
se um rendimento de deposição de aproximadamente 65% (menor valor encontrado de área
adicionada dentre todos os experimentos, CP 7), enquanto para o arco longo (32,8 V) o valor
foi de 71% (menor valor CP 11), mantendo assim praticamente a mesma perda de material por
respingo. Desta forma, comparando-se os dois tipos de gases no caso do arco longo, a
diferença chega a aproximadamente 30 % .
A área total, por outro lado, cresce em relação ao comprimento de arco para os dois
gases, mas sendo sempre menor para o gás de 20 % de CO
2
, o que poderia ser creditado à
menor área adicionada. Além disto, como não há crescimento da área adicionada com o gás
de 20 % de CO
2
em função do comprimento do arco, apesar de haver o crescimento da área
total, indica-se que a área fundida é que cresce com o aumento do comprimento do arco, por
motivos explicados no item anterior para o gás de 4 % de CO
2
.
93
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
18 22 26 30 34 38
Tensão (V)
Área (mm²
)
Área total 20%
Área total 8%
Área Adicionada 20%
Área Adicionada 8%
CP 5 e 6
CP 5 e 6
CP 13 e 14
Figura 4.28 – Variação da Área Total e Adicionada versus Tensão para diferentes gases de
proteção, onde quanto maior a tensão, maior o comprimento de arco
Subtraindo-se as áreas adicionadas das áreas totais na Tabela 4.6, verifica-se pela
Figura 4.29, que a área fundida é quase a mesma para os dois gases, mesmo sabendo-se que
a corrente é menor para o gás com maior teor de CO
2
. Este fato indica que o gás com 20% de
CO
2
tem maior poder de fusão (popularmente chamado de “mais quente”). Nota-se também
nesta figura que para ambos os gases, há um aumento de área fundida do arco curto para com
o arco médio, permanecendo praticamente a mesma de arco médio para arco longo. A
justificativa para estes casos é a mesma de que a transferência de calor é aumentada
significativamente da condição arco enterrado para um arco um pouco maior (mesma
explicação dada no item 4.2.1 para justificar o aumento da penetração com o comprimento de
arco para proteção com 8% CO
2
). Porém, sempre vale ressaltar que, no caso dos 20% de CO
2
,
não houve mudança de curto-circuito para goticular quando se aumentou de arco médio para
arco longo (como ocorreu para o caso do gás com 8% CO
2
) enquanto outros fenômenos
concorrentes devem estar agindo.
94
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10
20
30
40
50
60
70
80
90
18 22 26 30 34 38
Tensão (V)
Área (mm²
)
Área total 20%
Área total 8%
Área Fundida 20%
Área Fundida 8%
CP 5 e 6
CP 5 e 6
CP 13 e 14
Figura 4.29 – Variação da Área Total e Fundida versus Tensão para diferentes gases de
proteção, onde quanto maior a tensão maior o comprimento de arco
Já através da Figura 4.30, pode-se observar nas duas misturas de gases, que os
parâmetros de largura tiveram a mesma tendência de aumento para maiores arcos (razão
explicada no item anterior) e, comparativamente, com maior largura para as soldas com 20%
de CO
2.
Como a área adicionada do gás de 20% de CO
2
fora menor, era de se esperar uma
menor largura, a menos que viesse a prevalecer um efeito de maior molhabilidade causado por
um arco “mais quente”, resultante do maior teor de CO
2
(cordões menos convexos, como se
pode verificar comparando as Figuras 4.20 e 4.26).
Por ser mais “quente” do que o gás de 8% CO
2
, também era de se esperar uma maior
penetração das soldas com 20% de CO
2
em relação a soldas com 8%CO
2
, o que não foi
observado em todo o campo analisado (ver Figura 4.30). Estes menores valores de penetração
com o gás de 20% de CO
2
poderia ser explicada pelas menores correntes. Já o crescimento da
penetração com o aumento do comprimento de arco é mais nítido do arco curto para o arco
médio, chegando a se reduzir quando se passa para o arco longo. A redução da penetração
para o arco longo, foi explicado no item anterior.
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0
5
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15
20
25
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40
18 22 26 30 34 38
Tensão (V)
Largura (mm)
0
1
2
3
4
5
6
Penetração (mm)
Largura 20%
Largura 8%
Penetração 20 %
Penetração 8%
Figura 4.30 – Variação da Largura e Penetração versus Tensão para diferentes gases de
proteção, onde quanto maior a tensão maior o comprimento de arco
A razão para se repetir o CP 11 e 12 com uma tensão maior (CP 13 e 14) e, assim,
igualar a corrente com as do CP 5 e 6, foi tentar isolar o efeito da intensidade de corrente.
Pode-se afirmar pela Figura 4.28 que mesmo com níveis de corrente similares, não houve
crescimento da área adicionada, mas até uma queda na área total. Verificou-se que o aumento
de tensão e, consequentemente, da corrente, não foi ainda suficiente para mudar o modo de
transferência metálica de curto-circuito para goticular puro (ilustrado na Figura 4.11). Ao
contrário, formaram-se grandes gotas entre os eletrodos. Essa particularidade é uma
característica de gases com alto teor de CO
2
, que são mais apropriados para transferências por
curto-circuito e globular para comprimento de arcos mais longos.
Já pela Figura 4.30, a largura do cordão com 20% de CO
2
apresentou-se ainda maior
do que para a condição de mesma corrente para o gás de 8% de CO
2
, com justificativa ainda
baseada no maior “calor” do arco de teor de 20% de CO
2
. Entretanto, causou estranheza o fato
de a penetração do gás com 20% de CO
2
tornar-se bem menor do que para o com 8% de CO
2.
Este fato não é justificado pelo observado aumento da área fundida do gás com 20% de CO
2
em relação ao com 8% de CO
2.
(Figura 29). Uma maior área fundida ao mesmo tempo de uma
menor penetração significa que o formato da área fundida tem a relação largura/penetração
aumentada (cordões bem menos convexos, como pode se verificar comparando as Figuras
4.20 e 4.27). Especula-se que uma possível causa para o aumento da relação
largura/penetração seja o tipo de transferência (gotas ligadas entre si formando uma só de
CP 13 e 14
CP 5 e 6
CP 5 e 6
CP 11 e 12
96
grande volume – Figura 4.11). Este comportamento das gotas pode estar fazendo com que
passe a agir apenas um arco no lugar dos dois arcos ou, até mesmo, a diminuição da energia
cinemática no momento do destacamento.
4.2.3 - Perfil soldado para diferentes distâncias entre eletrodos no bico de contato (tocha
DAPU versus DAPI)
Foram utilizados os experimentos da avaliação do efeito da mudança da distância
entre arames-eletrodos (Tocha DAPU versus DAPI) sobre a transferência metálica (item 4.1.3),
resumido pela Tabela 4.3, para avaliar-se a influência da transferência metálica sobre a
geometria do cordão em cada situação proposta.
As macrografias obtidas com a tocha DAPI (distância entre arames de 10 mm e gás
Ar+8%CO
2
) podem ser encontradas abaixo, representadas pelas Figuras 4.31 a 4.34. O arco
menor (Figura 4.31) foi o que demonstrou possuir maior variação no formato do cordão
(novamente, isso deve ser atribuído à instabilidade da transferência por curto-circuito e
principalmente à diferença de corrente entre as soldagens dos CP 15 e 16, essa última
provavelmente devido à diferença nos ajustes finos dos parâmetros de soldagem). As
macrografias referentes aos outros comprimentos de arco (Figura 4.32 a 4.34) tiveram a
tendência de aumento de área e de zona fundida um pouco mais bem distribuída, ou seja, com
presença menos nítida do afunilamento do perfil de penetração na parte central do cordão
(comparar com as Figuras 4.21 e 4.20, referente aos CP 3 e 4 e CP 5 e 6, respectivamente,
com DAPU, 4 mm de distância entre eletrodos e gás Ar+8%CO
2
). A razão para este fenômeno
poderia ser uma maior agitação observada na poça com o crescimento da distância entre
eletrodos que, apesar de maior em arcos curtos, permitia uma ação cinemática mais efetiva da
gota transferida goticularmente nas condições de arcos mais longos (sem possibilidade de se
unirem antes da transferência). Acredita-se que a agitação, mesmo que provocada no eixo
longitudinal do cordão, faça uma melhor distribuição do calor para as bordas.
Figura 4.31 – Macrografias do perfil soldado com arco curto (24,0 V) – DBCP 16 mm, CP 15 e
16 – duas seções por corpo de prova (a e b)
97
Figura 4.32 – Macrografias do perfil soldado com arco médio (30,5 V) – DBCP 20 mm, CP 17 e
18 – duas seções por corpo de prova (a e b)
Figura 4.33 – Macrografias do perfil soldado com arco longo (32,8 V) – DBCP 24 mm, CP 19 e
20 – duas seções por corpo de prova (a e b)
Figura 4.34 – Macrografias do perfil soldado com mais arco longo (37,6 V) – DBCP 24 mm, CP
21 e 22 – duas seções por corpo de prova (a e b)
A Tabela 4.7 resume a quantificação dos parâmetros geométricos dos experimentos
15 a 22 (ver detalhamento no Anexo VI) em comparação à condição do uso da tocha DAPU
(CP 1 a 6). De outro lado a variação dos parâmetros geométricos pode ser melhor analisada
pelas Figuras 4.35 e 4.36. Estas figuras mostram que todos os parâmetros geométricos tiveram
uma tendência de aumento em função do aumento do comprimento do arco (CP15 a 20).
Tabela 4.7 - Parâmetros geométricos médios e desvios padrão para distâncias entre eletrodros
no bico de contato (Tocha DAPU versus DAPI)
CP Tocha
DPCP
(mm)
Tensão
(V)
Area Total
(mm2)
σ
Área Adic.
(mm²)
σ
Larg.
(mm)
σ
Penet.
(mm)
σ
1 e 2 DAPU 16 24 59,1 2,3 33,1 1,5 12,2 0,3 4,1 0,2
15 e16 DAPI 16 24 55,9 3,7 33,2 7,6 13,0 1,6 3,5 0,6
3 e 4 DAPU 20 30,5 76,2 7,3 37,3 5,3 14,1 0,7 5,1 1,4
17 e 18 DAPI 20 30,5 73,3 2,4 37,5 1,3 16,0 0,3 4,1 0,1
5 e 6 DAPU 24 32,8 82,0 2,6 41,9 2,1 15,1 0,9 5,0 0,8
19 e 20 DAPI 24 32,8 75,7 3,8 37,2 1,7 16,2 0,5 4,1 0,3
21 e 22 DAPI 24 37,6 85,8 4,7 38,1 1,7 17,5 0,8 4,5 0,3
98
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
18 22 26 30 34 38
Tensão (V)
Área (mm²
)
Área total DAPI
Área total DAPU
Área Adicionada DAPI
Área Adicionada DAPU
Figura 4.35 – Variação das áreas total e adicionada versus Tensão para diferentes distâncias
entre eletrodos (DAPU versus DAPI), quanto maior a Tensão maior o comprimento de arco
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
18 22 26 30 34 38
Tensão (V)
Largura (mm)
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
Penetração (mm)
Largura DAPI
Largura DAPU
Penetração DAPI
Penetração DAPU
Figura 4.36 – Variação da Largura e Penetração versus Tensão para diferentes distâncias
entre eletrodos (DAPU versus DAPI), quanto maior a Tensão, maior o comprimento de arco
Em relação às curvas de variação das áreas total e adicionada (Figura 4.35) para a
distância entre arames de 10 mm (tocha DAPI), essas se mostraram praticamente iguais a da
situação para a distância de 4 mm (tocha DAPU). Isto mostra que a distância entre arames,
99
pelo menos para este gás, não influencia o efeito da transferência metálica sobre as áreas
mencionadas.
No entanto ao observar-se através da Figura 4.36, a variação da largura e penetração
para as duas tochas, a penetração com a tocha DAPI (distância entre arames de 10 mm)
mostrou-se inferior em todos os comprimentos de arco, o que é de estranhar-se pois, como
observado na Tabela 4.7, os valores de corrente da tocha DAPI foram em média um pouco
maiores do que os da DAPU (4mm de distância entre eletrodos). Pode se atribuir essa menor
penetração à maior agitação da poça de fusão, como já fora comentado anteriormente. De
outro lado, a largura, após todos os testes realizados com a tocha DAPI, foi o único parâmetro
que superou os valores obtidos com a tocha de DAPU, ainda resultado particular da maior
movimentação da poça e conseqüentemente, melhor molhabilidade.
Falando-se agora dos pontos extrapolados (CP 21 e 22, com maiores comprimento de
arco e corrente do que os CP 5 e 6), esses demonstraram a mesma tendência de crescimento
em todos os parâmetros geométricos, principalmente nos que são mais afetados pela corrente
(penetração, por exemplo). Deve-se lembrar que a corrente, nesse caso esteve acima da
média proposta e, portanto, não se deve comparar seus resultados com os dos outros
experimentos. Essas soldagens foram feitas somente com o intuito de se obter um arco mais
longo (visando uma visualização da transferência goticular pura).
4.2.4 - Perfis soldados para diferentes ângulos de soldagem e velocidade de alimentação
em cada arame
A última avaliação proposta foi a comparação dos perfis soldados para diferentes
ângulos de soldagem e velocidade de alimentação em cada arame para uma dada condição de
corrente e comprimento de arco. A Tabela 4.8 ilustra os valores obtidos nas quatro
comparações propostas: velocidades de alimentação iguais em ambos os arames líder e
guiado (Valim = 11 m/min) sem ângulo de ataque da tocha (CP 5 e 6), velocidades de
alimentação iguais (Valim = 11 m/min) com ângulo de ataque da tocha de 10º (CP 23 e 24),
velocidades de alimentação diferentes (Valim líder = 12m/min e Valim guiado = 10 m/min) e
sem ângulo de ataque da tocha (CP 25 e 26) e, por último, variações em conjunto de ângulo de
ataque da tocha e velocidades diferentes de alimentação (CP 27 e 28). As Figuras 4.37 a 4.39
ilustram as geometrias resultantes dos testes propostos.
100
Figura 4.37 – Macrografias do perfil soldado com ângulo de ataque da tocha de 10º e
velocidades de alimentação líder=guiado= 11 m/min, CP 23 e 24 – duas seções por corpo de
prova (a e b)
Figura 4.38 – Macrografias do perfil soldado sem ângulo de ataque da tocha e velocidades de
alimentação líder= 12 m/min e guiado= 10 m/min, CP 25 e 26 – duas seções por corpo de
prova (a e b)
Figura 4.39 – Macrografias do perfil soldado com ângulo de ataque da tocha de 10º e
velocidades de alimentação líder= 12 m/min e guiado= 10 m/min, CP 27 e 28 – duas seções
por corpo de prova (a e b)
Duas situações se destacam. A primeira, na Figura 4.37 (CP 23 a e b), referente à
angulação da tocha de soldagem sem a alteração das velocidades de alimentação, que
apresentou porosidade generalizada no perfil, o que contradiz o que afirmam Dilthey et al
(1998) em relação à utilização de ângulo na estabilidade do arco e Michie et al (1999) em
relação à diminuição da suscetibilidade à porosidade (vantagens do processo duplo-arame).
Talvez tenha sido uma situação isolada, uma vez que a outra soldagem com os mesmos
parâmetros comportou-se de forma diferente. Porém, deve-se lembrar que a transferência
metálica com a existência de ângulo de ataque apresentou uma quantidade considerável de
fumos metálicos, o que talvez seja reflexo de uma alteração da distribuição da proteção
gasosa. Para se ter certeza de um possível mau ajuste ou de algo que afetasse uma
comparação entre os perfis, dever-se-ia ser feito uma quantidade maior de experimentos.
Um outro caso que chama a atenção, é o da variação de somente a velocidade de
alimentação (Figura 4.38), o qual demonstra claramente uma maior penetração em detrimento
101
de uma menor largura (relativamente aos demais casos, Figuras 4.20, 4.37 e 4.39), com o
formato do cordão comportando-se de forma bem mais constante nos dois corpos de prova.
A situação final, com a variação tanto das velocidades de alimentação quanto do
ângulo de ataque da tocha, mostrou-se mais influenciada pela mudança do ângulo de ataque
da tocha, pois pode-se comprovar pela Figura 4.39 a semelhança dos perfis soldados.
A Tabela 4.8 resume a quantificação dos parâmetros geométricos dos experimentos
23 a 28 (ver detalhamento no Anexo VI) em comparação com a condição padrão (CP 5 e 6).
De outro lado a variação dos parâmetros geométricos pode ser melhor analisada pelas Figuras
4.40 e 4.41 (agora apresentado em gráfico de barra por não haver variação proposital de
comprimento de arco, que nos demais casos fora referenciada pela tensão).
Tabela 4.8 - Parâmetros geométricos médios e desvios padrão para diferentes ângulos de
ataque e velocidade de alimentação em cada arame
CP
DPCP
(mm)
Tensão
(V)
Area
Total
(mm
2
)
σ
Área
Adic.
(mm²)
σ
Largura
(mm)
σ
Penet.
(mm)
σ
5 e 6 24 32,8 82,0 2,6 41,9 2,1 15,1 0,9 5,0 0,8
23 e 24 24 35,6 81,1 5,6 38,4 5,3 17,0 0,7 4,4 0,4
25 e 26 24 32,8 73,5 3,2 35,8 1,5 13,0 0,3 5,7 0,2
27 e 28 24 35,6 78,6 3,6 36,4 3,2 16,8 0,8 4,3 0,2
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
Área total Área Adicionada Área Fundida
Área (mm²
)
Valim = 11 + 11 m/min (CP 5 e 6)
Valim = 11 + 11 m/min (10º empurrando) (CP 23 e 24)
Valim = 12 + 10 m/min (CP 25 e 26)
Valim = 12 + 10 m/min (10º empurrando) (CP 27 e 28)
Figura 4.40 - Representação gráfica de área total e adicionada para diferentes ângulos de
ataque e velocidade de alimentação em cada arame
102
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
Largura Penetração
Comprimento (mm
)
Valim = 11 + 11 m/min (CP 5 e 6)
Valim = 11 + 11 m/min (10º empurrando) (CP 23 e 24)
Valim = 12 + 10 m/min (CP 25 e 26)
Valim = 12 + 10 m/min (10º empurrando) (CP 27 e 28)
Figura 4.41 – Representação gráfica de penetração e largura para diferentes ângulos de
ataque e velocidade de alimentação em cada arame
Quando se compara apenas o efeito do ângulo em condições similares (CP 5/6 x CP
23/24 e CP 25/26 x CP 27/28), este parece influenciar com significância a área total apenas na
relação CP 25/26 x CP 27/28 (aumentando), e a área adicionada apenas na relação CP 5/6 x
CP 23/24 (diminuindo). Percebe-se uma interação dos efeitos devido ao ângulo e às diferenças
de velocidade entre os dois arames, ou seja, quando se aumenta somente o ângulo (ficando as
velocidades dos arames iguais) o rendimento de deposição cai (medido pela área adicionada),
fato não verificado quando também se varia a velocidade de alimentação entre os arames. A
área total só foi aumentada quando as velocidades de arames eram diferentes - CP 25/26 x CP
27/28 (caso em que não foi afetada a área adicionada). Isto sugere que o efeito sobre a área
total é maior devido à influência da área fundida do que devido ao rendimento de deposição.
O efeito do ângulo sobre a área fundida, por outro lado, mostra que favorece o seu
aumento nos dois casos, mas há um comportamento inverso quando se verifica a influência
sobre a penetração. Finalmente, a angulação da tocha mostra aumentar também a largura nas
duas condições. Resumindo, o ângulo da tocha faz aumenta a relação largura do
cordão/profundidade do cordão, tornando o cordão menos convexos, mas com menor
penetração.
Dentre os experimentos pode-se destacar que a condição dos CP 5 e 6 foi a que
obteve os maiores valores de área total e adicionada, ao contrário da condição dos CP 25 e 26
que atingiu os menores valores. Mesmo não se observando nenhuma grande variação na
103
instabilidade através dos vídeos de transferência, supõe-se que essa diferença se deu devido à
instabilidade encontrada ao se aumentar a diferença entre as velocidades de alimentação.
Como já foi comentado, através do aumento da velocidade de alimentação do arame líder,
observou-se uma diminuição do seu comprimento de arco, o que influenciou numa diminuição
do arco resultante da junção das duas transferências metálicas. Provavelmente essa
diminuição do arco seja a resposta para essa maior instabilidade.
A Figura 4.41 ilustra graficamente os dados de penetração e de largura expostos na
Tabela 4.8. Pode-se observar que somente a variação da velocidade de alimentação (CP 25 e
26) acarretou num aumento de penetração, garantinho o maior valor entre as situações
propostas, mesmo em detrimento da obtenção da menor largura entre os experimentos. Esse
aumento da penetração pode ser explicado pelo maior aquecimento da chapa devido à
elevação do comprimento de arco do arame guiado, que se deu pela diminuição da velocidade
de alimentação do mesmo. A existência de um ângulo de ataque da tocha colaborou para um
aumento de largura, porém em detrimento de uma diminuição na penetração, o que era de se
esperar, pois a existência desse ângulo no sentido empurrando melhora o acabamento do
cordão soldado, ocasionando cordões com maiores larguras e menos convexos.
104
Capítulo V - Análise geral dos resultados
O modo de transferência afeta diretamente o perfil do cordão e condições econômicas
e de operação. Por isso, uma discussão geral tem o modo de transferência como causa e não
efeito. Assim, a análise global será feita baseada principalmente no efeito das variáveis sobre
a geometria do cordão e sobre a eficiência de deposição.
Do ponto de vista prático, o que se deseja é um processo que proporcione cordões
com pouco respingo e também pouco convexos. Quanto à penetração e perfil do cordão
(afunilado ou não) vai depender da aplicação.
Uma análise geral dos perfis soldados obtidos pode ser observada através da Tabela
4.9, que possui todos os dados dos parâmetros geométricos das variações propostas (itens
4.2.1 até 4.2.4) e também por gráficos representados pelas Figuras 4.33 a 4.36.
Tabela 4.9 - Parâmetros geométricos médios e desvios padrão gerais para todos os
experimentos
CP’s Tocha
Gás de
proteção
Ângulo de
soldagem
Velocidades
Mestre/Esc
(m/min)
DPCP
(mm)
Tensão
(V)
Area
Total
(mm
2
)
±
Área
Adic.
±
Largura
(mm)
±
Penet.
(mm)
±
1 e 2
DAPU 4% 0º 11 11
16 24
59,1
2,3
33,1
1,5
12,2
0,3
4,1
0,2
3 e 4
DAPU 4% 0º 11 11
20 30,5
76,2
7,3
37,3
5,2
14,1
0,7
5,1
1,4
5 e 6
DAPU 4% 0º 11 11
24 32,8
82
2,6
41,9
2,1
15,1
0,9
5
0,8
7 e 8
DAPU 20% 0º 11 11
16 24
57,9
4,3
31,9
3,4
12,5
1,5
3,9
0,6
9 e 10
DAPU 20% 0º 11 11
20 30,5
70,6
11
33,2
4,8
14,8
1,3
4,5
1,2
11 e 12
DAPU 20% 0º 11 11
24 32,8
73,5
5
33,3
2,8
15,9
1,1
4,1
0,5
13 e 14
DAPU 20% 0º 11 11
24 37,6
70,6
3,7
29,9
1,3
19,6
1,1
3,3
0,1
15 e16
DAPI 4% 0º 11 11
16 24
55,9
3,7
33,2
7,6
13
1,6
3,5
0,6
17 e 18
DAPI 4% 0º 11 11
20 30,5
73,3
2,4
37,5
1,3
16
0,3
4,1
0,1
19 e 20
DAPI 4% 0º 11 11
24 32,8
75,7
3,8
37,2
1,7
16,2
0,5
4,1
0,3
21 e 22
DAPI 4% 0º 11 11
24 37,6
85,8
4,7
38,1
1,7
17,5
0,8
4,5
0,3
23 e 24
DAPU 4% 10º 11 11
24 35,6
81,1
5,6
38,4
5,3
17
0,7
4,4
0,4
25 e 26
DAPU 4% 0º 12 10
24 32,8
73,5
3,2
35,8
1,5
13
0,3
5,7
0,2
27 e 28
DAPU 4% 10º 12 10
24 35,6
78,6
3,6
36,4
3,2
16,8
0,8
4,3
0,2
Para se avaliar o potencial em gerar respingos, pode-se usar como referência a área
adicionada, já que a velocidade de alimentação total foi a mesma para todos os casos. A
Figura 4.42 mostra uma tendência de melhores resultados com arcos longos (CP 5 e 6 vs CP 3
e 4 vs CP 1 e 2) ou (CP 11 e 12 vs CP 9 e 10 vs CP 7 e 8) ou (CP 21 e 22 vs CP 19 e 20 vs
CP 17 e 18 vs CP 15 e 16), protegidos com Ar + 8% de CO
2
( CP 5 e 6 vs 13 e14), com
mesma velocidade de alimentação (CP 5 e 6 vs CP 25 e 26) ou ( CP 23 e 24 vs CP 27 e 28),
menores distâncias entre eletrodos se o arco for longo (CP 5 e 6 vs CP 19 e 20). Além disso,
para os maiores comprimentos de arco (37,6 V), com 20% CO
2
e 4 mm de distância entre
eletrodos, mostrou-se um aumento da quantidade de respingos (CP 11 e 12 vs CP 13 e 14),
105
mas não parece aumentar o respingo quando se usa 8% CO
2
e 10 mm ( CP 19 e 20 vs CP 21
e 22).
1 e 2
3 e 4
5 e 6
7 e 8
9 e 10
11 e 12
13 e 14
15 e16
17 e 18
19 e 20
21 e 22
23 e 24
25 e 26
27 e 28
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
Itens
Área Adicionada (mm²)
4.2.1 4.2.3 4.2.44.2.2
Figura 4.42 - Representação gráfica da área adicionada para todos os experimentos
A Figura 4.43 mostra o parâmetro de largura para todos os experimentos. Caso se
deseje um alto valor de largura sem considerar a convexidade do cordão, deve-se inicialmente
não ter arco curto (CP 5 e 6 vs CP 3 e 4 vs CP 1 e 2) ou (CP 11 e 12 vs CP 9 e 10 vs CP 7 e
8) ou (CP 19 e 20 vs CP 17 e 18 vs CP 15 e 16), deve-se usar Ar + 20% de CO
2
( CP 5 e 6 vs
CP 13 e14), usar correntes mais altas (CP 13 e 14 vs CP 11 e 12) ou (CP 21 e 22 vs CP 19 e
20), ter maiores distâncias entre arames (4.2.1 vs 4.2.3), utilizar ângulo de ataque (CP 5 e 6 vs
CP 23 e 24) ou (CP 25 e 26 vs CP 27 e 28), não utilizar velocidade de alimentação diferentes
para cada arame (CP 5 e 6 vs CP 25 e 26) ou (CP 23 e 24 vs CP 27 e 28).
1 e 2
3 e 4
5 e 6
7 e 8
9 e 10
11 e 12
13 e 14
15 e16
17 e 18
19 e 20
21 e 22
23 e 24
25 e 26
27 e 28
0
5
10
15
20
Itens
Largura (mm)
4.2.1 4.2.3 4.2.44.2.2
Figura 4.43 - Representação gráfica da Largura para todos os experimentos
A convexidade pode ser avaliada pela relação da Área Adicionada pela Largura.
Quanto maior essa relação, mais convexo é o cordão, o que é indesejado. A Figura 4.44
106
mostra uma tendência de melhores resultados com arcos longos (CP 5 e 6 (exceto) vs CP 3 e 4
vs CP 1 e 2) ou (CP 13 e 14 vs CP 11 e 12 vs CP 9 e 10 vs CP 7 e 8) ou (CP 21 e 22 vs CP 19
e 20 vs CP 17 e 18 vs CP 15 e 16), protegidos com Ar + 20% de CO
2
( CP 5 e 6 vs CP 13 e14),
com mesma velocidade de alimentação – pequena diferença (CP 5 e 6 vs CP 25 e 26) ou ( CP
23 e 24 vs CP 27 e 28), maiores distâncias entre eletrodos se o arco for longo (CP 5 e 6 vs CP
19 e 20) e utilização de ângulo de ataque (CP 5 e 6 vs CP 23 e 24) ou (CP 25 e 26 vs CP 27 e
28).
1 e 2
3 e 4
5 e 6
7 e 8
9 e 10
11 e 12
13 e 14
15 e16
17 e 18
19 e 20
21 e 22
23 e 24
25 e 26
27 e 28
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
Itens
Área Adicionada / Largura
4.2.1 4.2.3 4.2.44.2.2
Figura 4.44 - Representação gráfica da convexidade para todos os experimentos
A Figura 4.45 mostra a reação das diferentes combinações com a penetração. Caso
se deseje um alto valor de penetração, sem se considerar o grau de afunilamento do cordão
deve-se inicialmente não ter arco curto (CP 5 e 6 vs CP 3 e 4 vs CP 1 e 2) ou (CP 11 e 12 vs
CP 9 e 10 vs CP 7 e 8) ou (CP 19 e 20 vs CP 17 e 18 vs CP 15 e 16), deve-se usar Ar + 8% de
CO
2
( CP 5 e 6 vs CP 13 e14), não usar altos teores de CO
2
para comprimentos de arco bem
longos (CP 13 e 14 vs CP 11 e 12), usar correntes mais altas para DAPI (CP 21 e 22 vs CP 19
e 20), ter menores distâncias entre arames (4.2.1 vs 4.2.3), não utilização de ângulo de ataque
(CP 5 e 6 vs CP 23 e 24) ou (CP 25 e 26 vs CP 27 e 28), utilização de velocidade de
alimentação diferente para cada arame (CP 5 e 6 vs CP 25 e 26) desde que não se utilize
ângulo de ataque (CP 23 e 24 vs CP 27 e 28).
107
1 e 2
3 e 4
5 e 6
7 e 8
9 e 10
11 e 12
13 e 14
15 e16
17 e 18
19 e 20
21 e 22
23 e 24
25 e 26
27 e 28
0
1
2
3
4
5
6
7
Itens
Penetração (mm)
4.2.1 4.2.3 4.2.44.2.2
Figura 4.45 - Representação gráfica da penetração para todos os experimentos
O grau de afunilamento do perfil do cordão pode ser representado pela relação entre a
área fundida e a penetração (Figura 4.46). Quanto menor essa relação, maior o afunilamento.
Dependendo da aplicação, deseja-se um maior afunilamento, como por exemplo, na soldagem
de juntas de topo e penetração total. Deve-se atentar para o fato de que o grau de
afunilamento não garante um bom parâmetro de penetração, mas somente se limita ao formato
geométrico do cordão. Pela Figura 4.45 pode-se afirmar que as condições que favorecem um
maior afunilamento são ter arcos curtos (CP 5 e 6 vs CP 3 e 4 vs CP 1 e 2) ou (CP 11 e 12 vs
CP 9 e 10 vs CP 7 e 8) ou (CP 19 e 20 vs CP 17 e 18 vs CP 15 e 16), deve-se usar Ar + 4 de
CO
2
( CP 5 e 6 vs CP 13 e14), ter menores distâncias entre arames (4.2.1 vs 4.2.3), não
utilização de ângulo de ataque (CP 5 e 6 vs CP 23 e 24) ou (CP 25 e 26 vs CP 27 e 28),
utilização de velocidade de alimentação diferentes para cada arame (CP 5 e 6 vs CP 25 e 26)
desde que não se utiliza ângulo de ataque (CP 23 e 24 vs CP 27 e 28).
1 e 2
3 e 4
5 e 6
7 e 8
9 e 10
11 e 12
13 e 14
15 e16
17 e 18
19 e 20
21 e 22
23 e 24
25 e 26
27 e 28
0
2
4
6
8
10
12
14
Itens
Área Fundida / Penetração
4.2.1 4.2.3 4.2.44.2.2
Figura 4.46 - Representação gráfica do grau de afunilamento para todos os experimentos
108
Capítulo VI – Conclusão
Nas condições deste trabalho, considerando a soldagem na posição plana, com corpo
de prova e arames de aço carbono, fonte de tensão constante sem pulsação numa dada
velocidade de soldagem e taxa de alimentação, soldagem com simples deposição sobre chapa,
indutância fixa, e tomando sempre como base a condição de solda com a proteção por uma
mistura de Ar + 8% CO
2
, pode-se concluir que:
- A transferência metálica no processo MIG/MAG duplo arame comporta-se de forma
diferenciada em relação ao processo convencional, principalmente devido à interação
eletromagnética entre os arames-eletrodo nos comprimentos de arco mais elevados, a qual foi
verificada em todas as condições;
- Para um gás de proteção de baixo teor de CO
2
(8%),
o aumento do comprimento de
arco para uma mesma corrente acarreta numa tendência de mudança de modo de
transferência por curto-circuito (arcos curtos) para goticular com elongamento (arcos longos),
aumentando a estabilidade do arco e reduzindo a geração de respingos. Porém, o efeito de
atração magnética e a pequena distância entre os armes fazem com que as gotas tendam a se
ajuntar antes de atingirem a poça de fusão;
- Com um aumento no teor de CO
2
de 8% para 20% numa mistura com Argônio, e com
uma distância entre eletrodos de 4 mm, a corrente média total (dos dois arames) diminui para
um dado ajuste de velocidade de alimentação e tensão. Em relação ao comportamento da
transferência metálica, esse se dá de forma bem particular, com a formação de gotas de
grande volume originada da junção do metal fundido dos dois arames antes de destacar.
Mesmo aumentando-se bastante o comprimento do arco, não se consegue com este gás de
proteção fazer uma transferência que seja exclusivamente globular ou goticular (sempre há
presença de curtos-circuitos). Essa forma particular de transferência acarreta em uma maior
instabilidade do arco e em grande produção de respingos (chegando a perdas de 30% em
média);
- Um aumento da distância entre eletrodos (10 mm vs 4 mm), usando-se um gás com
8% de CO
2
, leva a uma maior oscilação da poça. Esta oscilação é maior para quanto menores
forem os comprimentos de arco. Por outro lado, o aumento dessa distância não evita que haja
uma atração entre os arcos, porém é suficiente para impedir a junção das gotas antes de
atingirem a poça;
109
- O ângulo de ataque da tocha ao passar de 0 º para 10º no sentido empurrando, não
afeta o modo de transferência;
- O uso de velocidade de alimentação do arame líder maior do que a do guiado,
mesmo mantendo a mesma taxa total de deposição, também não interfere no modo de
transferência metálica;
- A penetração é maior quando a transferência metálica é goticular (arcos mais
longos), a velocidade de alimentação do arame líder é maior do que a do guiado, a tocha não é
posicionada empurrando, o gás de proteção contém menor teor de CO
2
e a distância entre os
arames é menor;
- A largura torna-se maior quando a transferência metálica tende a goticular e/ou
globular, as velocidades de alimentação entre arames líder e guiado são as mesmas, a tocha é
posicionada com um ângulo de ataque de 10º no sentido empurrando, o gás de proteção tenha
maior percentagem de CO
2
e a distância entre eletrodos é maior;
- Uma menor convexidade também é conseguida quando a transferência metálica
tende a goticular, as velocidades de alimentação entre arames líder e guiado são as mesmas,
a tocha é posicionada na posição empurrando, o gás de proteção tenha maior percentagem de
CO
2
e a distância entre eletrodos é maior;
- A geração de respingos fica menor quando a transferência metálica tende a goticular,
as velocidades de alimentação entre arames líder e guiado são as mesmas, a tocha é
posicionada verticalmente, o gás de proteção tem menor conteúdo de CO
2
e a distância entre
eletrodos é menor.
110
Capitulo VII - Trabalhos Futuros
O desenvolvimento deste trabalho mostrou o comportamento da transferência metálica
e do perfil do cordão para uma série de variações de parâmetros de soldagem. Entretanto,
muitas outras variações poderiam ser estudadas e também uma quantidade maior de
experimentos realizada. Trabalhos futuros poderiam ser feitos com intuito de aumentar a
abrangência dos resultados e com isso ter possibilidade de otimizar parâmetros. Entre esses
novos trabalhos, estariam os seguintes:
- Avaliar as condições propostas neste trabalho para velocidades de soldagem
superiores, uma vez que esta variável foi limitada nos experimentos propostos devido à
limitação da capacidade da mesa de soldagem utilizada;
- Estudar a influência da indutância (ajustada nas fontes de soldagem) sobre a
estabilidade da transferência metálica, principalmente para o gás de proteção Ar + 20% de
CO
2
, onde o modo de transferência por curto-circuito persiste para arcos médios e longos;
- Avaliar a influência da vazão de gás de proteção sobre a transferência metálica e
sobre à oscilação da poça, uma vez que esta é maior do que a do processo convencional;
principalmente em tochas com maior distância entre eletrodos;
- Verificar o porquê da angulação diferenciada para a transferência em cada arame,
aparentemente semelhante ao encontrado por Motta (2004) (maior ângulo no arame líder que
no guiado) para transferências em comprimentos de arco longos no modo goticular. Com isso,
estudar como se poderia modificar essa angulação na transferência em cada arame no intuito
de aumentar a estabilidade e/ou melhorar o aspecto do cordão;
- Avaliar por que a imposição de ângulo de ataque em 10º empurrando aparentemente
aumenta a geração de fumos metálicos, o que eleva a suscetibilidade ao aparecimento de
porosidade;
- Estudar a eficiência na deposição em juntas preparadas (ângulo ou topo) e/ou juntas
de filete (em “T”), pois estas refletem melhor a aplicação desse processo na indústria;
- Avaliar o comportamento da transferência metálica para outras composições de
gases de proteção para uma melhor compreensão da influência desses nos modos de
transferência para o duplo arame;
- Fazer um mapeamento da transferência metálica para as melhores condições
encontradas, possibilitando um ajuste fino de parâmetros, o que é fundamental para uma
aplicação automatizada;
111
- Utilizar combinações possíveis (químicas e dimensionais) de arames tubulares e/ou
arames sólidos para avaliar a influência sobre a transferência metálica e perfil do cordão;
- Avaliar o processo para enchimento de chanfro de juntas soldadas.
112
Capítulo VIII - Referências Bibliográficas
Akulov, A. I., Spitsyn, V. V. & Chernyshov, G. G., 1996, “Characteristcs of Automatic Twin
Arc CO
2
welding”, Svar. Proiz, Vol.14, June 1996, pp31-33
American Welding Society – AWS, 1991,
Welding Handbook, Welding Processes, Vol. 1, 8ª
edição, USA, 638p
American Welding Society – AWS ,1991, Welding Handbook, Welding Processes, Vol. 2, 8ª
edição, USA, 955 p
Baixo, C. E. I., 1998, “Aplicação do processo MAG com Duplo arame na soldagem hiperbárico
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Bálsamo, P. S. S., Vilarinho, L. O., Vilela, M. & Scotti, A., 2000a, “Development of an
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Bálsamo, P. S. S., Vilarinho, L.O. & Scotti, A., 2000b, “Determinação Criteriosa dos
Parâmetros de Pulso para Soldagem MIG Pulsada em Alumínio e Aço Inoxidável, Soldagem e
Inspeção”, ano 6, no.2, ABS/ABENDE/SENAI-RJ, pp ST1-ST9 - ISSN: 0104-9224
Bennett, B., 1989, “Effects of Shielding Gas in Pulsed MIG Welding”, Joining & Materials,
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118
ANEXO I
ROTINA “CONVERTE1” NO AMBIENTE DO MATLAB® PARA TRATAMENTO DE DADOS
DOS SINAIS DE TENSÃO E CORRENTE
clc;
clear all;
close all;
[filename, pathname] = uigetfile('*.t');
arquivo_tempo = strcat(pathname,filename);
nome = strtok(arquivo_tempo,'.');
arquivo_I1 = strcat(nome,'.I1');
arquivo_I2 = strcat(nome,'.I2');
arquivo_U1 = strcat(nome,'.U1');
arquivo_U2 = strcat(nome,'.U2');
tempo = load(arquivo_tempo);
I1 = load(arquivo_I1);
I2 = load(arquivo_I2);
U1 = load(arquivo_U1);
U2 = load(arquivo_U2);
RMS_I1 = sqrt(mean(I1.^2))
RMS_I2 = sqrt(mean(I2.^2))
RMS_U1 = sqrt(mean(U1.^2))
RMS_U2 = sqrt(mean(U2.^2))
Media_I1 = mean(I1)
Media_I2 = mean(I2)
Media_U1 = mean(U1)
Media_U2 = mean(U2)
arquivo = strtok(filename,'.');
figure;plot(tempo,I1);title(strcat('I1:/',arquivo,'/RMS=
',num2str(RMS_I1),'/Media= ',num2str(Media_I1)));
figure;plot(tempo,I2);title(strcat('I2:/',arquivo,'/RMS=
',num2str(RMS_I2),'/Media= ',num2str(Media_I2)));
figure;plot(tempo,U1);title(strcat('U1:/',arquivo,'/RMS=
',num2str(RMS_U1),'/Media= ',num2str(Media_U1)));
figure;plot(tempo,U2);title(strcat('U2:/',arquivo,'/RMS=
',num2str(RMS_U2),'/Media= ',num2str(Media_U2)));
subplot(2,2,1);
plot(tempo,I1);
title(strcat('I1media= ',num2str(Media_I1,'%6.2f'),'A'),'FontSize',8);
xlabel('Tempo(ms)','FontSize',8);
ylabel('Corrente Fonte 1 (A)','FontSize',8);
axis([0 1000 0 600]);
set(gca,'ytick',0:100:600,'FontSize',8);
set(gca,'xtick',0:200:1000,'FontSize',8);
subplot(2,2,2);
plot(tempo,I2);
title(strcat('I2media= ',num2str(Media_I2,'%6.2f'),'A'
),'FontSize',8);
xlabel('Tempo(ms)','FontSize',8);
ylabel('Corrente Fonte 2 (A)','FontSize',8);
axis([0 1000 0 600]);
119
set(gca,'ytick',0:100:600,'FontSize',8);
set(gca,'xtick',0:200:1000,'FontSize',8);
subplot(2,2,3);
plot(tempo,U1);
title(strcat('U1media= ',num2str(Media_U1,'%6.2f'),'V'),'FontSize',8);
xlabel('Tempo(ms)','FontSize',8);
ylabel('Tensao Fonte 1 (V)','FontSize',8);
axis([0 1000 0 60]);
set(gca,'ytick',0:10:60,'FontSize',8);
set(gca,'xtick',0:200:1000,'FontSize',8);
subplot(2,2,4);
plot(tempo,U2);
title(strcat('U2media= ',num2str(Media_U2,'%6.2f'),'V'),'FontSize',8);
xlabel('Tempo(ms)','FontSize',8);
ylabel('Tensao Fonte 2 (V)','FontSize',8);
axis([0 1000 0 60]);
set(gca,'ytick',0:10:60,'FontSize',8);
set(gca,'xtick',0:200:1000,'FontSize',8);
120
ANEXO II
TABELA DE CALIBRAÇÃO DA VELOCIDADE DE ALIMENTAÇÃO PARA OS CABEÇOTES
DAS FONTES MESTRE E ESCRAVA
Valim Real (m/min) Valim Mestre (m/min) Valim Escrava (m/min)
54,84,6
65,75,6
76,56,6
87,47,5
98,38,5
10 9,2 9,5
11 10,0 10,4
12 10,9 11,4
13 11,8 12,4
14 12,7 13,3
15 13,6 14,3
16 14,4 15,3
17 15,3 16,2
18 16,2 17,2
19 17,1 18,2
20 17,9 19,1
Mestre: ValimFonte = 0,8761*Valim Real + 0,4091
Tabela de Calibração da Valim para Fontes Digitec 600
Equação
121
ANEXO III
CURVA DE CALIBRAÇÃO DA MESA DE SOLDAGEM
Vel ajustada Vel Real
(cm/min) (mm/s)
17,9 3
23,9 4
29,9 5
35,9 6
41,9 7
47,8 8
53,8 9
59,8 10
65,8 11
71,8 12
77,8 13
Calibração mesa de soldagem
y = 0,167x + 0,0091
R
2
= 0,9986
0
2
4
6
8
10
12
14
16
0 102030405060708090
V ajuste (cm/min)
V real (mm/s)
122
ANEXO IV
TABELA DE CALIBRAÇÃO DA VAZÃO DE GÁS PARA TOCHAS DUPLO ARAME
Manômetro 1 Manômetro 2
12,0 8,1 9,0
13,0 8,7 9,7
14,0 9,4 10,4
15,0 10,0 11,1
16,0 10,6 11,8
17,0 11,2 12,4
18,0 11,9 13,1
19,0 12,5 13,8
20,0 13,1 14,5
21,0 13,7 15,2
22,0 14,4 15,8
23,0 15,0 16,5
24,0 15,6 17,2
25,0 16,2 17,9
26,0 16,8 18,6
27,0 17,5 19,2
28,0 18,1 19,9
29,0 18,7 20,6
30,0 19,3 21,3
31,0 20,0 22,0
32,0 20,6 22,6
33,0 21,2 23,3
34,0 21,8 24,0
Tabela de calibração da vazão de gás para a tocha Duplo Arame
Vazão Manômetro (l/min)
Vazão desejada (l/min)
123
ANEXO V
OSCILOGRAMAS DE TENSÃO E CORRENTE PARA TODOS EXPERIMENTOS
CP 1
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I1media=269.61A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 1 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I2media=272.38A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 2 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U1media=23.82V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 1 (V)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U2media=24.26V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 2 (V)
CP 2
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I1media=271.52A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 1 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I2media=274.22A
Tempo( ms)
Corrente Fonte 2 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U1media=23.71V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 1 (V)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U2media=24.11V
Tempo( ms)
Tensao Fonte 2 (V)
124
CP 3
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I1media=293.57A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 1 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I2media=296.63A
Tempo(ms )
Corrente Fonte 2 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U1media=30.31V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 1 (V)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U2media=29.29V
Tempo(ms )
Tensao Fonte 2 (V)
CP 4
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I1media=262.01A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 1 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I2media=264.77A
Tempo(ms )
Corrente Fonte 2 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U1media=30.19V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 1 (V)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U2media=29.71V
Tempo(ms )
Tensao Fonte 2 (V)
125
CP 5
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I1media=283.54A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 1 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I2media=287.20A
Tempo(ms )
Corrente Fonte 2 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U1media=32.65V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 1 (V)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U2media=31.45V
Tempo(ms )
Tensao Fonte 2 (V)
CP 6
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I1media=282.26A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 1 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I2media=285.35A
Tempo(ms )
Corrente Fonte 2 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U1media=32.64V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 1 (V)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U2media=31.17V
Tempo(ms )
Tensao Fonte 2 (V)
126
CP 7
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I1media=261.37A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 1 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I2media=264.16A
Tempo(ms )
Corrente Fonte 2 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U1media=23.57V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 1 (V)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U2media=24.94V
Tempo(ms )
Tensao Fonte 2 (V)
CP 8
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I1media=264.04A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 1 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I2media=266.70A
Tempo(ms )
Corrente Fonte 2 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U1media=23.86V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 1 (V)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U2media=24.65V
Tempo(ms )
Tensao Fonte 2 (V)
127
CP 9
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I1media=255.36A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 1 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I2media=258.26A
Tempo(ms )
Corrente Fonte 2 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U1media=30.37V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 1 (V)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U2media=30.68V
Tempo(ms )
Tensao Fonte 2 (V)
CP 10
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I1media=274.85A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 1 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I2media=277.87A
Tempo(ms )
Corrente Fonte 2 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U1media=30.32V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 1 (V)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U2media=29.88V
Tempo(ms )
Tensao Fonte 2 (V)
128
CP 11
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I1media=257.28A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 1 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I2media=260.10A
Tempo(ms )
Corrente Fonte 2 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U1media=32.62V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 1 (V)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U2media=32.63V
Tempo(ms )
Tensao Fonte 2 (V)
CP 12
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I1media=268.90A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 1 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I2media=271.95A
Tempo(ms )
Corrente Fonte 2 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U1media=32.66V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 1 (V)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U2media=32.23V
Tempo(ms )
Tensao Fonte 2 (V)
129
CP 13
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I1media=286.49A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 1 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I2media=288.93A
Tempo(ms )
Corrente Fonte 2 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U1media=37.35V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 1 (V)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U2media=36.74V
Tempo(ms )
Tensao Fonte 2 (V)
CP 14
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I1media=284.96A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 1 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I2media=287.65A
Tempo(ms )
Corrente Fonte 2 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U1media=37.34V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 1 (V)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U2media=36.65V
Tempo(ms )
Tensao Fonte 2 (V)
130
CP 15
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I1media=303.17A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 1 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I2media=302.50A
Tempo(ms )
Corrente Fonte 2 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U1media=23.13V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 1 (V)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U2media=25.15V
Tempo(ms )
Tensao Fonte 2 (V)
CP 16
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I1media=295.32A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 1 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I2media=293.22A
Tempo(ms )
Corrente Fonte 2 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U1media=23.62V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 1 (V)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U2media=25.54V
Tempo(ms )
Tensao Fonte 2 (V)
131
CP 17
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I1media=292.29A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 1 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I2media=285.01A
Tempo(ms )
Corrente Fonte 2 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U1media=30.31V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 1 (V)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U2media=31.77V
Tempo(ms )
Tensao Fonte 2 (V)
CP 18
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I1media=288.74A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 1 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I2media=283.40A
Tempo(ms )
Corrente Fonte 2 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U1media=30.27V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 1 (V)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U2media=31.99V
Tempo(ms )
Tensao Fonte 2 (V)
132
CP 19
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I1media=288.10A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 1 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I2media=271.29A
Tempo(ms )
Corrente Fonte 2 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U1media=32.66V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 1 (V)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U2media=33.32V
Tempo(ms )
Tensao Fonte 2 (V)
CP 20
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I1media=282.02A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 1 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I2media=271.23A
Tempo(ms )
Corrente Fonte 2 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U1media=32.66V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 1 (V)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U2media=33.63V
Tempo(ms )
Tensao Fonte 2 (V)
133
CP 21
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I1media=305.43A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 1 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I2media=296.23A
Tempo(ms )
Corrente Fonte 2 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U1media=37.35V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 1 (V)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U2media=37.37V
Tempo(ms )
Tensao Fonte 2 (V)
CP 22
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I1media=307.02A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 1 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I2media=291.83A
Tempo(ms )
Corrente Fonte 2 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U1media=37.36V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 1 (V)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U2media=37.40V
Tempo(ms )
Tensao Fonte 2 (V)
134
CP 23
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I1media=288.00A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 1 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I2media=291.70A
Tempo(ms )
Corrente Fonte 2 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U1media=35.38V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 1 (V)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U2media=34.56V
Tempo(ms )
Tensao Fonte 2 (V)
CP 24
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I1media=266.59A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 1 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I2media=269.99A
Tempo(ms )
Corrente Fonte 2 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U1media=34.81V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 1 (V)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U2media=34.19V
Tempo(ms )
Tensao Fonte 2 (V)
135
CP 25
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I1media=281.47A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 1 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I2media=284.11A
Tempo(ms )
Corrente Fonte 2 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U1media=32.67V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 1 (V)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U2media=32.47V
Tempo(ms )
Tensao Fonte 2 (V)
CP 26
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I1media=277.60A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 1 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I2media=280.28A
Tempo(ms )
Corrente Fonte 2 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U1media=32.67V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 1 (V)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U2media=32.42V
Tempo(ms )
Tensao Fonte 2 (V)
136
CP 27
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I1media=283.81A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 1 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I2media=287.52A
Tempo(ms )
Corrente Fonte 2 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U1media=35.38V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 1 (V)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U2media=34.65V
Tempo(ms )
Tensao Fonte 2 (V)
CP 28
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I1media=271.57A
Tempo(ms)
Corrente Fonte 1 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
100
200
300
400
500
600
I2media=274.93A
Tempo(ms )
Corrente Fonte 2 (A)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U1media=35.39V
Tempo(ms)
Tensao Fonte 1 (V)
0 200 400 600 800 1000
0
10
20
30
40
50
60
U2media=34.75V
Tempo(ms )
Tensao Fonte 2 (V)
137
ANEXO VI
Tabela com valores gerais dos parâmetros geométricos para todos os experimentos
(lados a e b de cada CP)
CP
Área
(mm²)
Média
σ
Área
Depositada
(mm²)
Média
σ
Área
Fundida
(mm²)
Média
σ
Largura
(mm)
Média
σ
Penetração
(mm)
Média
σ
58,6 32,1 26,5 12,1 4,2
1
58,2 32,0 26,2 12,1 4,1
57,1 33,2 23,9 12,6 3,8
2
62,5
59,1 2,3
35,1
33,1 1,4
27,4
26,0 1,5
11,9
12,2 0,3
4,2
4,1 0,2
80,8 37,5 43,3 13,5 6,2
3
83,6 39,9 43,7 13,8 6,4
67,8 34,2 33,6 14,3 3,9
4
72,7
76,2 7,3
37,7
37,3 2,4
35,0
38,9 5,3
15,0
14,1 0,7
3,9
5,1 1,4
78,6 37,3 41,3 14,3 5,7
5
83,2 41,0 42,2 14,4 5,7
84,6 47,1 37,5 15,7 4,3
6
81,8
82,0 2,6
42,1
41,9 4,1
39,6
40,2 2,1
16,2
15,1 0,9
4,4
5,0 0,8
52,7 27,2 25,5 13,1 3,7
7
55,7 31,8 23,9 14,3 3,2
62,1 34,5 27,6 11,2 4,3
8
60,6
57,8 4,3
34,2
31,9 3,4
26,4
25,9 1,6
11,4
12,5 1,5
4,5
3,9 0,6
61,4 31,0 30,4 15,8 3,4
9
61,2 27,5 33,7 16,1 3,7
82,0 37,3 44,6 13,5 5,8
10
77,7
70,6 10,9
36,8
33,2 4,8
40,9
37,4 6,5
13,9
14,8 1,3
5,0
4,5 1,2
67,1 29,5 37,6 16,2 3,5
11
72,0 33,0 39,0 17,3 3,7
77,1 34,3 42,8 15,5 4,4
12
77,8
73,5 5,0
36,3
33,3 2,8
41,5
40,2 2,4
14,8
15,9 1,1
4,6
4,1 0,5
72,4 31,8 40,6 20,7 3,3
13
69,0 29,1 39,9 19,5 3,3
74,8 29,3 45,5 20,2 3,4
14
66,3
70,6 3,7
29,2
29,9 1,3
37,1
40,8 3,5
18,1
19,6 1,1
3,1
3,3 0,1
52,1 24,6 27,5 11,2 4,3
15
55,7 31,0 24,7 12,5 3,6
61,0 43,0 18,0 14,9 3,1
16
54,6
55,9 3,7
33,9
33,2 7,6
20,7
22,7 4,2
13,4
13,0 1,6
3,1
3,5 0,6
73,4 38,8 34,7 16,0 4,0
17
76,3 38,2 38,1 16,4 4,1
73,2 35,9 37,3 16,0 4,3
18
70,4
73,3 2,4
37,0
37,5 1,3
33,5
35,9 2,2
15,5
16,0 0,3
4,1
4,1 0,1
76,1 39,4 36,7 16,5 4,1
19
71,8 35,8 35,9 16,7 3,8
80,7 37,7 43,0 16,3 4,3
20
74,1
75,7 3,8
35,8
37,2 1,7
38,3
38,5 3,1
15,5
16,2 0,5
4,3
4,1 0,3
79,6 38,6 41,0 17,8 4,1
21
86,2 39,9 46,2 17,2 4,8
91,1 38,2 52,9 18,4 4,3
22
86,4
85,8 4,7
35,7
38,1 1,7
50,7
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16,4
17,5 0,8
4,6
4,5 0,3
83,2 42,8 40,4 18,0 3,9
23
88,0 42,2 45,8 16,6 4,9
75,2 31,3 43,9 16,5 4,5
24
78,2
81,1 5,6
37,5
38,4 5,3
40,6
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16,8
17,0 0,7
4,2
4,4 0,4
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25
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77,9 37,8 40,1 13,4 5,6
26
73,9
73,5 3,2
35,9
35,8 1,5
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13,0 0,3
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27
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