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Campus de Bauru
SOLDAGEM DE ALUMÍNIO: INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS DE PULSO
NA DISTORÇÃO ANGULAR
FLÁVIO JOSÉ DOS SANTOS
Dissertação apresentada à
Faculdade de Engenharia da
UNESP – Campus de Bauru,
para obtenção do título de
Mestre em Engenharia
Mecânica.
BAURU – SP
MAIO – 2009
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Campus de Bauru
SOLDAGEM DE ALUMÍNIO: INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS DE PULSO
NA DISTORÇÃO ANGULAR
FLÁVIO JOSÉ DOS SANTOS
Orientador: Prof. Dr. Yukio Kobayashi
Dissertação apresentada à
Faculdade de Engenharia da
UNESP – Campus de Bauru,
para obtenção do título de
Mestre em Engenharia
Mecânica.
BAURU – SP
MAIO – 2009
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Santos, Flávio José dos.
Soldagem de alumínio: Influência dos parâmetros de
pulso na distorção angular / Flávio José dos Santos,
2009.
vi, 76 f.
Orientador: Yukio Kobayashi
Dissertação (Mestrado)–Universidade Estadual
Paulista. Faculdade de Engenharia, Bauru, 2009
1. Soldagem de alumínio. 2. MIG pulsado. 3.
Distorção angular. I. Universidade Estadual
Paulista. Faculdade de Engenharia. II. Título.
Dedicatória
À
minha família, meu pai João
Viana, minha mãe Antônia, meu irmão
Wágner, minha tia Maria, minha avó Nair,
que sempre me dão o apoio e incentivo
necessários e intercedem junto a Deus por
mim.
AGRADECIMENTOS
À Deus, pelo dom da minha vida, pela minha fé, pela saúde do corpo, da
mente e da alma, por ter me dado sempre a direção correta para alcançar mais
esta vitória;
À Nossa Senhora Aparecida e à São José, que sempre intercedem junto
a Deus por mim, principalmente nos momentos em que mais necessito;
À minha família, meu pai João Viana, minha mãe Antônia, meu irmão
Wágner, minha tia Maria, minha avó Nair e todos meus tios e tias, meus primos
e primas, que sempre me incentivaram e me apoiaram nos meus projetos de
vida;
Ao meu querido amigo, professor e orientador, Yukio, pela paciência,
incentivo, por compreender minhas dificuldades, pelos bons conselhos, pelas
longas conversas, e por não apenas ter me orientado, mas ter vivido o
Mestrado comigo;
A todos os professores do departamento de Engenharia Mecânica da
Unesp de Bauru, de modo muito especial, aos professores Gilberto, Soufen e
Édson, que muito me ajudaram para a conclusão deste trabalho;
Aos funcionários(as) da seção de pós-graduação, pela paciência,
comprometimento e profissionalismo que sempre tiveram comigo;
Aos meus colegas de trabalho, José Luiz, Lélio, Eduardo, Fábio
Guerreiro, Fabiano, Rodrigo, Ezequiel, Robertinho, José Carlos, Vinícius,
Rafael, Leandro, Jesus Guedes, Paulinho, Luverci, Claudinei, Marcelo, Batista,
Edvan, Everaldo e a todos que contribuíram direta ou indiretamente para a
conclusão do meu Mestrado;
Aos meus grandes amigos Humberto, João Paulo, Jaime, Gian e Ohira,
pelas longas conversas, pelos conselhos e incentivos para a conclusão deste
meu projeto.
À minha amiga Priscila, pelo companheirismo, carinho, conselho e
incentivo para conclusão deste meu trabalho;
A todos os meus amigos, em especial, o Rafa, a dona Maria, Sr. Clóvis,
o Júlio, o Pedrinho, a dona Vilma, o Paulo, a Carol, o Gustavo, o Mia, o André,
o Didus, o Adilson, o Jorge, o Rogério, a Carol, a Dani, a Alyne, a Larissa, a
Alessandra, a Sú, a Jor, a Eline, o Márcio, a Aline, o Reinaldo, a Pâmela, ao
pessoal da klínica da alegria, e também o Marquinho, o Clécio, o Ivan, o
Orandi, a dona Gema, o Dom Osvaldo, pela intercessão junto a Deus pela
minha vida.
AGRADECIMENTO EMPRESARIAL
À empresa Máquinas Agrícolas Jacto S/A, pelos recursos necessários,
apoio e incentivo para a realização deste meu trabalho.
“Aceita tudo o que te acontecer.
Na dor permanece firme;
Na humilhação tem paciência.
Pois é pelo fogo que se experimentam o
ouro e a prata.”
(Livro do Eclesiástico, 2, 4-5).
RESUMO
Este trabalho teve como objetivo investigar a influência de alguns parâmetros
de pulso (corrente de pico, corrente de base, número de pulsos e largura do
pulso) na distorção angular de uma chapa de alumínio 5052 H34. Para cada
parâmetro de interesse foram realizadas três variações, de modo a identificar
qual a influência, separadamente, destes parâmetros na distorção angular de
corpos-de-prova de alumínio com juntas de topo e chanfro de 45º. Os corpos-
de-prova foram constituídos de duas chapas ponteadas em suas extremidades
onde uma chapa permaneceu engastada enquanto a outra chapa distorcia-se
livremente. Foi utilizada uma máquina de soldagem com tensão constante
multiprocesso, enquanto que a medição da distorção foi realizada por um braço
tridimensional. Foram analisadas três regiões distintas para cada condição de
soldagem: Primeira região – Perpendicular ao cordão de solda (ao longo da
largura da chapa), onde se inicia o processo de soldagem. Segunda região –
Paralela ao cordão de solda (ao longo do comprimento da chapa). Terceira
região - Perpendicular ao cordão de solda (ao longo da largura da chapa), onde
se finaliza o processo de soldagem. Foi verificado que a corrente de pico, o
número de pulsos e a largura do pulso afetam, com maior ou menor
intensidade, a distorção angular, enquanto que a variação da corrente de base
não alterou significativamente a máxima distorção angular encontrada.
Palavras-chave: Soldagem de alumínio; MIG pulsado; distorção angular.
ABSTRACT
The objective of this work was investigated the influence some pulse
parameters (pick current, base current, number of pulses and pulse width) in
the angular distortion of an aluminum plate 5052 H34. For each parameter of
interest three variations were accomplished, in way to identify which the
influence, separately, of these parameters in the angular distortion of aluminum
specimen with butt joints and groove 45º. The specimens were constituted of
two plates stitched in your extremities where a plate stayed fixed while the other
plate was distorted freely. A multiprocessors welding machine was used with
constant tension, while a three-dimensional arm accomplished the distortion
measurement. Three different regions were analyzed for each welding
condition. First region – Perpendicular to the bead (along the width of the plate),
where the welding process begins. Second region – Parallel to the bead (along
the length of the plate). Third region - Perpendicular to the bead (along the
width of the plate), where the welding process ends. It was verified that pick
current, number of pulses and pulse width affect, greater or lesser intensity, the
angular distortion, while the variation of the base current didn’t alter the
maximum founded angular distortion significantly.
Key-words: Aluminum Welding; Pulsed MIG; Angular Distortion.
i
SUMÁRIO
Lista de Figuras.........................................................................................................
iii
Lista de Tabelas........................................................................................................
v
Lista de Abreviaturas e Siglas.................................................................................
vi
1. Introdução..............................................................................................................
01
2. Revisão da Literatura............................................................................................
03
2.1 – O Alumínio e suas ligas..................................................................................... 03
2.1.1 – Propriedades das ligas de alumínio............................................................... 04
2.2 – Soldabilidade do alumínio e suas ligas.............................................................. 06
2.2.1 – Influência dos elementos de liga na soldabilidade do alumínio...................... 07
2.3 – Processos de soldagem do alumínio e suas ligas............................................. 09
2.3.1 – Processo MIG - Equipamentos e técnicas...................................................... 10
2.3.2 – Processo MIG – Gases de proteção............................................................... 13
2.3.3 – Processo MIG – Metal de adição (eletrodo) ................................................... 16
2.3.4 – Processo MIG Pulsado................................................................................... 17
2.4 – Ciclos térmicos em soldagem............................................................................ 20
2.5 – Tensões residuais e distorções durante a soldagem......................................... 22
2.5.1 – Fundamentação.............................................................................................. 22
2.5.2 – Tensões residuais durante a soldagem.......................................................... 24
2.5.3 – Distorções durante a soldagem...................................................................... 27
2.6 – Ligas de alumínio-magnésio (Efeito das têmperas de alumínio) ...................... 39
3. Procedimentos Experimentais.............................................................................
42
3.1 – Materiais e equipamentos utilizados.................................................................. 42
3.2 – Métodos Experimentais...................................................................................... 44
4. Resultados e Discussão.......................................................................................
54
4.1 – Variação da corrente de pico (Ip) ...................................................................... 54
4.2 – Variação da corrente de base (Ib) ..................................................................... 57
4.3 – Variação do número de pulsos por segundo (PPS) .......................................... 60
4.4 – Variação da largura do pulso (LP) .................................................................... 63
ii
5. Conclusões............................................................................................................
70
6. Propostas para Trabalhos Futuros......................................................................
71
7. Referências ...........................................................................................................
72
LISTA DE FIGURAS
iii
Figura 1 – Detalhe da soldagem MIG/MAG (MIRANDA, 1999)..................................
10
Figura 2 – Esquema do processo MIG/MAG (AWS, 1991).........................................
11
Figura 3 - Forma de onda da corrente no processo MIG pulsado: (a) Idealizada; (b)
Mais representativa para equipamentos comerciais (ELLIOT, 1985).........................
18
Figura 4 – Variação da temperatura máxima com a distância ao cordão de solda,
(ALCÂNTARA, 1991)..................................................................................................
21
Figura 5 – Tensões residuais longitudinais (L) e transversais (T) em uma junta de
solda de topo (AWS, 2001).........................................................................................
22
Figura 6 – Representação esquemática de distorção em uma junta de topo (AWS,
2001)...........................................................................................................................
23
Figura 7 – Distribuição típica de tensões residuais longitudinais (
x
σ
) e transversais
(
y
σ
) em uma junta de topo, ao longo da linha de solda (eixo-X) e ao longo da linha
perpendicular à linha de solda, passando através do centro da solda (eixo-Y).
(AWS, 2001)...............................................................................................................
25
Figura 8- Variações dimensionais fundamentais que ocorrem em soldagem (AWS,
2001)...........................................................................................................................
28
Figura 9 – Definição do grau de restrição,
s
k , de uma junta de topo (AWS, 2001)....
30
Figura 10 – Efeito do tempo e da Temperatura na contração: (A) Contração vs
tempo e (B) Temperatura vs tempo (AWS, 2001).......................................................
32
Figura 11 – Aumento da contração transversal de uma soldagem multipasse em
uma junta de topo (AWS, 2001)..................................................................................
33
Figura 12 – Distorção rotacional em uma junta de topo: (A) Soldam com eletrodo
revestido e (B) Soldagem a arco submerso (AWS, 2001)..........................................
36
Figura 13 – Deflexão longitudinal de uma barra devido à ação de uma fonte de
calor.
t
δ
: Deflexão (Distorção) Final (AWS, 2001).....................................................
37
Figura 14 –Flexão longitudinal (MASUBUCHI, 1980).................................................
38
Figura 15 – Distorção devido à instabilidade (MASUBUCHI, 1980)...........................
39
Figura 16 – Variações de microestrutura e propriedades mecânicas devido à
soldagem em ligas de alumínio não-tratáveis termicamente (AWS, 1979)................
41
Figura 17 - Fonte de energia multiprocessos, microprocessada................................
42
iv
Figura 18 – Equipamento de translação utilizado na soldagem.................................
43
Figura 19 – Máquina de medição tridimensional........................................................
44
Figura 20 – Corpo-de-prova utilizado nos ensaios.....................................................
47
Figura 21 – Demarcação dos pontos a serem medidos.............................................
48
Figura 22 – Representação esquemática do corpo-de-prova....................................
48
Figura 23 – Esquema para retirada dos CDPs de micrografia e de tração................
50
Figura 24 – Corte dos corpos-de-prova para ensaio de tração..................................
51
Figura 25 – Dimensões dos corpos-de-prova para ensaio de tração.........................
52
Figura 26 – (A) Máquina para ensaio de tração e (B) Ensaio de tração
53
Figura 27 – Variação da distorção em função da corrente de pico – Região 1 .........
55
Figura 28 – Variação da distorção em função da corrente de pico – Região 2..........
55
Figura 29 – Variação da distorção em função da corrente de pico – Região 3..........
56
Figura 30 – Variação da distorção em função da corrente de base – Região 1.........
58
Figura 31 – Variação da distorção em função da corrente de base – Região 2.........
58
Figura 32 – Variação da distorção em função da corrente de base – Região 3.........
59
Figura 33 – Variação da distorção em função do número de pulsos – Região 1.......
61
Figura 34 – Variação da distorção em função do número de pulsos – Região 2.......
61
Figura 35 – Variação da distorção em função do número de pulsos – Região 3.......
62
Figura 36 – Variação da distorção em função da Largura do pulso – Região 1.........
64
Figura 37– Variação da distorção em função da Largura do pulso – Região 2..........
64
Figura 38 – Variação da distorção em função da Largura do pulso – Região 3.........
65
v
LISTA DE TABELAS
Tabela 1 – Classificação das ligas de alumínio..........................................................
04
Tabela 2: Corpos-de-prova soldados para cada variação do parâmetro de pulso.....
46
Tabela 3: Corpos-de-prova adicionais........................................................................
47
Tabela 4 – Efeitos da corrente de pico (Ip) sobre a energia de soldagem.................
56
Tabela 5: Análise de Variância fator único. Influência de Ip na energia de
soldagem.....................................................................................................................
57
Tabela 6 – Efeitos da corrente de base (Ib) sobre a energia de soldagem................
59
Tabela 7: Análise de Variância fator único. Influência de Ib na energia de
soldagem.....................................................................................................................
60
Tabela 8 – Efeitos do número de pulsos por segundo (PPS) sobre a energia de
soldagem.....................................................................................................................
62
Tabela 9: Análise de Variância fator único. Influência de PPS na energia de
soldagem.....................................................................................................................
63
Tabela 10 – Efeitos da largura do pulso (LP) sobre a energia de soldagem..............
65
Tabela 11: Análise de Variância fator único. Influência de LP na energia de
soldagem.....................................................................................................................
66
Tabela 12: Análise da distorção absoluta (Região 2).................................................
67
Tabela 13: Resultados do ensaio de tração ...............................................................
68
vi
LISTA DE ABREVIATURAS E SÍMBOLOS
A
w
ANOVA
AWS
b
B
CDP
CT
D
E
e
F
f
GMAW
H34
I
Ib
Ip
K
z
L
LP
MIG
MAG
MQ
i
PPS
Q
r
S
S
0
TIG
T
T
T
tb
tp
Área transversal da solda, mm
2
Análise de Variância
American Welding Society
Coeficiente
Largura da junta, mm
Corpo de prova
Ciclo de Trabalho (%)
Abertura da raiz, mm
Módulo de Elasticidade, MPa
Espessura das chapas, mm
Freqüência de pulsação
Metade da largura da zona de tensões residuais de tração
Gas Metal Arc Welding
Grau de encruamento utilizada na liga de Al-Mg pesquisada
Corrente de soldagem (A)
Corrente de base (A)
Corrente de pico (A)
Grau de restrição da junta, MPa/mm
Comprimento de solda, m
Largura do pulso (ms)
Metal Inert Gas
Metal Active Gas
Média dos quadrados das interações
Pulsos por segundo
Valor crítico da amplitude Studentizada
Número de repetições para cada combinação
Contração transversal, mm
Contração transversal depois do primeiro passe, mm
Tungsten Inert Gas
Teste de Tukey
Período de pulso (ms)
Tempo de base (ms)
Tempo de pico (ms)
vii
σ
Tensão de reação, MPa
m
σ
Máxima Tensão Residual de Tração na região da solda, MPa
x
σ
Tensão residual Longitudinal MPa
y
σ
Tensão residual Transversal MPa
z
σ
Tensão residual na direção da espessura MPa
t
δ
Deflexão (Distorção) Final
Controle de comprimento do arco no equipamento de soldagem
Tensão de soldagem (V)
Peso total de eletrodo por comprimento de metal de solda, g/mm
Peso de eletrodo por comprimento de metal de solda no primeiro passe, g/mm
Distância lateral da linha de centro da solda, mm
Zona Termicamente Afetada
TRIM
U
w
w
0
y
ZTA
1
CAPÍTULO I
INTRODUÇÃO
Nos dias atuais, com o avanço da tecnologia, as indústrias, cada vez mais,
buscam uma maior competitividade, com a alta produtividade e redução de custos,
aliada a uma excelente qualidade do produto.
A busca pela competitividade leva as empresas, de um modo geral, a
melhorarem seus produtos, processos e serviços. Na indústria metalúrgica, a busca
por materiais que aliam uma maior resistência mecânica e baixo peso é cada vez
mais crescente. Diante deste cenário, o alumínio surge como uma das alternativas
mais interessantes para o ramo industrial. O alumínio e suas ligas possuem um
vasto campo de aplicação, que abrange desde utensílios de cozinha até aplicações
aeroespaciais.
No ramo de fabricação de máquinas agrícolas, a utilização do alumínio é cada
vez mais crescente, pois além da elevada relação resistência / peso, o alumínio
também possui uma excelente resistência a corrosão. Dentre os processos de
transformação do alumínio, o processo de soldagem é um dos mais importantes
para a fabricação de conjuntos mecânicos a serem montados no produto final, como
por exemplo, máquinas agrícolas.
Como será visto no próximo capítulo, na parte de revisão da literatura,
historicamente o alumínio é considerado um material de difícil soldabilidade devido
ao fato dos pioneiros na arte da soldagem empregarem técnicas de soldagem
semelhantes àquelas empregadas para materiais ferrosos, obtendo soldas de baixa
qualidade (REIS, 1996, SAUNDERS ,1989 e BILIONI et al, 1981).
O processo de soldagem de alumínio pode causar consideráveis distorções,
devido ao alto coeficiente de expansão linear e a necessidade de maior aporte de
calor.
2
Estas distorções causam problemas dimensionais e de forma, podendo
comprometer a montagem e/ou a vida útil de componentes mecânicos.
Um dos processos mais utilizados na área industrial para a soldagem de
alumínio é o MIG (Metal Inert Gas) pulsado, que proporciona uma alta produtividade
comparada ao processo TIG (Tungsten Inert Gas)
e fornece uma corrente média inferior ao processo MIG convencional, diminuindo
assim o aporte de calor. Apesar da sua crescente utilização, um dos problemas
encontrados na indústria é a dificuldade de regulagem dos parâmetros de pulso.
Na empresa Máquinas Agrícolas Jacto é utilizada uma liga Al-Mg 5052 H34,
soldada pelo processo MIG pulsado, que deve ter uma boa resistência mecânica e
excelente resistência à corrosão.
O fenômeno das tensões residuais e da distorção durante o processo de
soldagem vem sendo alvo de vários estudos ao longo do tempo, visto que vários
problemas podem ocorrer quando estes fenômenos estão presentes, como maior
suscetibilidade à ocorrência de fratura frágil e instabilidade dimensional.
Para minimizarmos a distorção em uma junta de solda é necessário, num
primeiro momento, conhecermos quais são os fatores que podem influenciar, com
maior ou menor intensidade, este fenômeno.
Na empresa Máquinas Agrícolas Jacto, há uma necessidade cada vez maior
de juntas com pouca distorção, principalmente em conjuntos soldados de grandes
dimensões, a fim de evitar problemas durante a montagem e comprometimento da
linha de produção.
Diante deste cenário, o principal objetivo deste trabalho é identificar quais
parâmetros do processo MIG pulsado interfere na distorção angular de uma chapa
de alumínio com junta de topo.
3
CAPÍTULO II
REVISÃO DA LITERATURA
2.1 – O Alumínio e suas ligas
O alumínio é o terceiro elemento mais abundante na crosta terrestre, e vem
sendo amplamente utilizado nas aplicações industriais. O seu sucesso na indústria
mecânica deve-se principalmente aos seguintes fatores: elevada relação
resistência/peso, baixa densidade, cerca de 3 vezes menor que a do aço, elevadas
condutividades térmica e elétrica, elevado coeficiente de expansão térmica, cerca de
2 vezes maior que a do aço e elevada resistência à corrosão.
O alumínio (Al), em seu estado puro, é um metal muito dúctil e que possui
baixa resistência mecânica. Essa última propriedade é um fator limitante na
utilização do alumínio em aplicações estruturais. Para contornar este problema,
foram desenvolvidas várias ligas a partir do alumínio comercialmente puro, com a
adição elementos de liga. Essas ligas têm a principal aplicação de aliar as
características do alumínio a uma maior resistência mecânica. Os principais
elementos de liga são: cobre (Cu), magnésio (Mg), manganês (Mn), silício (Si) e
Zinco (Zn).
A classificação destas ligas se baseia num sistema numérico de 4 dígitos,
sendo que o primeiro indica o grupo de elementos que determinam as
características da liga, conforme indicado na Tabela 1. Nas ligas do grupo 1XXX, os
dois últimos dígitos indicam a porcentagem de alumínio que excede a 99%. Nos
grupos de 2XXX a 8XXX, os dois últimos dígitos apenas diferenciam ligas de um
mesmo grupo; o segundo dígito, quando diferente de zero, indica que uma liga é
derivada daquela com o segundo dígito zero, por exemplo, a liga 5652 deriva da liga
5052. (ALCAN, 1993).
4
Tabela 1 – Classificação das ligas de alumínio
Liga Principal elemento químico
1XXX Alumínio não-ligado
Mínimo 99% de pureza
2XXX Cobre
3XXX Manganês
4XXX Silício
5XXX Magnésio
6XXX Magnésio e silício
7XXX Zinco
8XXX Outros elementos
9XXX Série não utilizada
2.1.1 – Propriedades das ligas de alumínio
Segundo Okumura e Taniguchi (1982), algumas das características e
propriedades das ligas de alumínio são:
a) Alumínio puro para uso industrial – série 1000 – Apresenta uma pureza
compreendida entre 99,0% e 99,9%. Este material é dotado de boa resistência à
corrosão, altas condutibilidades térmica e elétrica e excelente flexibilidade. Sua
soldabilidade e usinabilidade são bastante satisfatórias, apesar de sua baixa
resistência mecânica.
b) Liga de Al-Cu – série 2000 – Esta é uma série típica de ligas tratadas
termicamente. Suas propriedades mecânicas são comparáveis às do aço doce,
graças ao tratamento de endurecimento por precipitação após a solubilização. Sua
resistência à corrosão, entretanto, é inferior à das outras séries. Sua soldabilidade
também deixa muito a desejar, razão pela qual esta liga é empregada quase que
exclusivamente em estruturas rebitadas.
As especificações 2017 (duralumínio) e 2024 (superduralumínio) são bastante
conhecidas como materiais empregados em estruturas de aeronaves.
5
c. Liga de Al-Mn – série 3000 – As ligas Al-Mn não são termicamente tratadas e os
diferentes níveis de resistência mecânica são conseguidos mediante encruamento a
frio. As principais vantagens desta série é que a resistência à corrosão, a
usinabilidade e soldabilidade são tão boas quanto às do alumínio puro, aliadas ainda
às suas altas propriedades mecânicas.
d. Liga Al-Si – série 4000 – Esta série também não é tratável termicamente. Devido
ao silício, a temperatura de fusão desta liga é mais baixa, o metal possui uma
excelente fluidez e dificilmente ocorrem problemas de trincas, razões que tornam
esta liga bastante indicada como material de enchimento, na soldagem de fundidos
e de ligas tratadas termicamente.
e. Liga Al-Mg – série 5000 – As ligas desta série são às vezes combinadas com
manganês, e também não são tratadas termicamente. Têm uma resistência à
ruptura superior à da liga Al-Mn, são facilmente soldáveis e resistentes à corrosão,
principalmente em atmosfera marítima. O magnésio, elemento de liga que
caracteriza a série 5xxx, é responsável pelo aumento da resistência mecânica sob
trabalho a frio. A quantidade de Mg não pode exceder o limite de 5,5% em peso nas
ligas trabalhadas. Valores acima desse limite podem formar precipitados de
magnésio preferencialmente nos contornos de grão com uma fase anódica (Mg5Al3
ou Mg5Al8), que causa susceptibilidade à corrosão sob tensão e ao trincamento
intergranular (BRAY, 1992; ANDERSON, 2005).
Especificamente na liga Al 5052, o teor de magnésio deve ser entre 2,20% e
2,80% e o cromo deve ficar entre 0,15% e 0,35%. Outros elementos que
complementam a composição dessa liga são manganês, cobre e zircônio, que não
podem ultrapassar a quantidade de 0,10%. A quantidade de ferro e silício deve ser
respectivamente no máximo até 0,40% e 0,25% (ASTM B209M, 2001).
f. Liga Al-Mg-Si – série 6000 – Esta série reúne ligas de alumínio tratáveis
termicamente e apresentam características satisfatórias de usinabilidade, resistência
à corrosão e soldabilidade. No entanto, este tipo de liga pode sofrer uma perda de
dureza na zona de solda, devido ao insumo de calor. Um exemplo típico desta série
é a liga 6063, largamente empregada em esquadrias de alumínio para construções
civis.
6
g. Liga Al-Zn – série 7000 – Esta série também é termicamente tratada e as ligas
podem conter magnésio como elemento químico suplementar, ou ainda pequenas
porcentagens de cobre e cromo. Essas ligas têm um limite de ruptura da ordem de
50 kgf/ mm
2
, sendo também conhecidas como ultraduralumínio. Por outro lado, sua
resistência à corrosão, bem como sua soldabilidade, deixam muito a desejar.
2.2 – Soldabilidade do alumínio e suas ligas
O termo soldabilidade está associado à facilidade com que uma liga pode ser
soldada, produzindo uma junta com adequada resistência mecânica, resistência à
corrosão e outras propriedades quando necessárias (PÓVOA, 1988). No início de
seu emprego nas aplicações industriais, o alumínio foi considerado um material de
difícil soldabilidade devido ao fato de se empregar técnicas de soldagem
semelhantes às empregadas para materiais ferrosos, obtendo soldas de baixa
qualidade (REIS, 1996, SAUNDERS, 1989 e BILONI et al, 1981).
Um grande problema na soldagem do alumínio está relacionado com a
facilidade do mesmo em reagir com o oxigênio, formando a alumina (Al
2
O
3
). Este
óxido tem a dureza próxima à do diamante e alto ponto de fusão (2038º C). A
alumina também é porosa, podendo reter umidade e sujeira que podem contaminar
o cordão de solda.
Desta forma, antes do processo de soldagem, é importante a remoção da
alumina para que o material possa ser soldado satisfatoriamente. A remoção da
camada de alumina pode ser feita de 3 formas distintas (ALCAN, 1993): por ação
mecânica, limpeza química ou ataque catódico.
A remoção por ação mecânica é a mais simples, porém pouco eficiente. É
feita por meio de esmerilhamento ou escovamento, momentos antes da soldagem.
A limpeza química é feita pela aplicação de bases e ácidos alternadamente, a
temperaturas variadas, intercaladas por lavagem com água. O ataque catódico
consiste em alternar o sentido da corrente elétrica de soldagem, sendo muito
utilizado no processo TIG.
Outro fator que exerce uma grande influência na soldabilidade é a
condutividade térmica. No alumínio ela é quase cinco vezes maior do que no aço,
significando assim que para elevar localmente a temperatura de uma mesma massa
7
é requerido cinco vezes mais calor para o alumínio do que para o aço (AWS, 1996 e
ALCAN, 1993).
Como o ponto de fusão do alumínio é menor que o do aço, tem-se a
impressão inicial que o calor requerido para soldar alumínio é menor do que para o
aço. Entretanto, a alta condutividade térmica do alumínio compensa a diferença
entre as temperaturas de fusão e, por isso, o alumínio necessita tanto quanto ou
provavelmente mais calor do que o aço para ser soldado (ALCAN, 1993).
Conforme mencionado na literatura (ALCAN, 1993), a alta condutividade
térmica, o alto coeficiente de expansão linear e a necessidade de maior aporte de
calor podem causar consideráveis distorções durante a soldagem se não forem
utilizadas as velocidades de trabalho mais altas possíveis, quando da soldagem do
alumínio com fontes de calor mais intensas. Esta alta condutividade térmica torna a
soldagem do alumínio mais rápida que do aço, pois ela proporciona uma rápida
solidificação da poça de solda.
2.2.1 – Influência dos elementos de liga na soldabilidade do alumínio
Como citado anteriormente, a adição de elementos de liga no alumínio tem a
função de fornecer propriedades ao mesmo.
A adição de cobre fornece alta resistência. O silício diminui o ponto de fusão e
dá fluidez à liga. O manganês atua no sentido de oferecer um aumento moderado na
resistência mecânica aliado a uma excelente ductilidade. Já o magnésio oferece as
maiores resistências mecânicas e mantém boa resistência à corrosão (ALCAN,
1993, PÓVOA, 1988 e BILONI et. al., 1981).
Busca-se uma combinação dos elementos de liga no alumínio visando uma
melhora e/ou combinação das propriedades que os mesmos oferecem
individualmente. Quando se combina o magnésio com o silício têm-se ligas com boa
resistência mecânica, plasticidade e extrudabilidade. O zinco com o magnésio e o
cobre oferecem resistências muito elevadas. Já as ligas combinando zinco e
magnésio são capazes de recuperar parte da resistência mecânica perdida através
da soldagem por meio de envelhecimento em temperatura ambiente (ALCAN, 1993,
PÓVOA, 1988 e BILONI et. al., 1981).
O alumínio puro para uso industrial tem uma soldabilidade bastante
satisfatória pelos processos de fusão a arco, embora as faixas de fusão estreitas
8
possam causar falta de fusão e outros tipos de defeitos (ALCAN, 1993). Quando se
acrescentam elementos de liga no alumínio, estes podem alterar sua soldabilidade,
melhorando-a ou piorando-a. Conforme Alcan (1993) e Okumura e Taniguchi (1982),
a soldabilidade varia da seguinte forma para as diversas ligas de alumínio:
¾ Liga Al-Cu – a soldabilidade desta liga pelos processos a arco deixa muito a
desejar em virtude de serem muito suscetíveis à fissuração a quente. Portanto, a
sua união pelo processo MIG é difícil.
¾ Liga Al-Mn – esta liga tem uma boa soldabilidade e não é suscetível à ocorrência
de trincas de solidificação;
¾ Liga Al-Si – esta liga possui excelente fluidez e dificilmente ocorrem problemas de
trincas na solda. Normalmente é utilizada como material de enchimento;
¾ Liga Al-Mg – as ligas desta família, em geral, são facilmente soldáveis. Quando
tem teor de Mg abaixo de 2,5% e são soldadas com os processos de fusão a arco,
ficam sujeitas à fissuração a quente durante a fase de solidificação, caso o metal de
adição tenha a mesma composição química do metal de base;
¾ Liga Al-Mg-Si – esta família de ligas tem soldabilidade satisfatória, mas pode
sofrer uma perda de dureza na zona de solda. Para recuperar a resistência na zona
termicamente afetada é necessário executar um tratamento térmico completo pós-
soldagem. Para chapas finas, é possível obter maior resistência mecânica após a
solda com um aumento na velocidade de soldagem. Já no caso de chapas grossas,
este aumento de resistência não é significativo. Embora sejam propensas à
fissuração a quente, isto pode ser superado pela escolha correta do metal de
enchimento e do perfil da junta;
¾Liga Al-Zn – assim como a liga Al-Cu, a soldabilidade por processo de fusão a arco
desta liga deixa muito a desejar, mas também possui ligas soldáveis;
¾Liga Al-Zn-Mg – esta liga tem uma soldabilidade satisfatória e a diminuição da
dureza na zona da solda pode ser recuperada através de envelhecimento natural.
O alumínio puro (série 1xxx) e a liga Al-Mn (série 3xxx), apesar de terem boa
soldabilidade, não possuem a resistência necessária exigida para uso estrutural.
9
2.3 - Processos de soldagem do alumínio e suas ligas
A maioria dos processos de soldagem podem ser utilizados na soldagem do
alumínio, como por exemplo a soldagem com Eletrodo Revestido, MIG, TIG, Plasma,
como fruto da evolução tecnológica ocorrida nas últimas décadas.
Cada um destes processos apresenta vantagens e limitações, sendo
escolhido de acordo com a qualidade exigida para a junta a ser soldada (REIS,
1996).
Conforme a literatura(ALTSHULLER, 1998, BLEWETT, 1982, BILONI et al,
1981), os processos de soldagem MIG e TIG são os mais empregados na soldagem
do alumínio, sendo que quando utilizados em aplicações estruturais o processo MIG
é preferido em relação ao TIG, pois pode ser mecanizado com facilidade, sendo
utilizado tanto num sistema semi-automático quanto automático. O processo MIG se
destaca também por ter alta produtividade, pois possui uma elevada taxa de
deposição e alto fator de trabalho do soldador. Além disso, possui as seguintes
vantagens: grande versatilidade quanto ao tipo e espessura dos materiais a serem
aplicados, solda em todas as posições, não tem a necessidade de fluxos de
soldagem, não exige grande habilidade do soldador, permite maiores profundidades
de penetração e estreitas zonas afetadas termicamente. O arco do processo MIG é
uma fonte muito eficiente e concentra mais o calor em comparação a outros arcos
de soldagem.
Apesar destas vantagens, o processo MIG, quando comparado aos processos
de soldagem TIG e eletrodo revestido, apresenta algumas dificuldades, tais como:
maior sensibilidade à variação dos parâmetros elétricos de soldagem, exige um
ajuste rigoroso dos parâmetros para se obter um determinado conjunto de
características para a solda, possui uma menor variedade de consumíveis e o
equipamento e a sua manutenção são de maior custo (BLEWETT, 1982 e BILONI et.
al., 1981).
A soldagem MIG de alumínio e suas ligas opera normalmente em corrente
contínua com eletrodo positivo (polaridade inversa), podendo ser semi-automática
(alimentação automática e deslocamento manual da tocha) ou automática (ambos
movimentos automáticos). Devido às altas velocidades de soldagem possíveis (50 a
10
100 cm/min), o processo MIG automatizado é o mais empregado industrialmente.
(ALCAN, 1993, PÓVOA, 1988 e BILONI et al, 1981).
A Figura 1 mostra esquematicamente o processo de soldagem MIG/MAG.
Figura 1 – Detalhe da soldagem MIG/MAG (MIRANDA, 1999)
Outra característica muito importante da soldagem MIG é o uso de
densidades de corrente extremamente elevadas, devido à pequena resistência
elétrica existente (pequeno comprimento do eletrodo). Essas altas densidades de
corrente, somadas a uma transferência de calor muito eficiente, resulta em
velocidades de soldagem altas, além de proporcionar uma maior penetração.
2.3.1 Processo MIG - Equipamentos e técnicas
Os equipamentos básicos para qualquer instalação que utilize o processo
MIG são os seguintes (ALTSHULLER, 1998, ALCAN, 1993 e AWS, 1991):
3 Uma fonte de potência de corrente contínua com característica estática apropriada
para a soldagem MIG;
3 Um sistema de alimentação de eletrodo;
3 Uma pistola;
3 Um suprimento de gás de proteção com regulador de pressão e fluxímetro;
3 Um sistema de refrigeração de água, quando necessário.
A Figura 2 ilustra os equipamentos necessários na soldagem MIG/MAG.
11
Figura 2 – Esquema do processo MIG/MAG (AWS, 1991)
Com relação à característica estática da fonte de potência, devem-se analisar
as vantagens e desvantagens das fontes tensão constante e corrente constante.
A principal vantagem da fonte tensão constante é a prevenção de queimas no
bico de contato, a manutenção de um comprimento de arco aproximadamente
constante e uma abertura facilitada do arco. Todavia, estas fontes têm sérias
desvantagens com relação à soldagem MIG de alumínio. A principal delas é que,
como a corrente passa a ser uma conseqüência da velocidade de alimentação,
qualquer variação na distância entre o eletrodo e a peça resulta numa oscilação da
corrente de soldagem. Isto altera o aporte térmico do arco e a pressão do arco e,
conseqüentemente, a penetração da solda (LIU, 1997).
Já a principal vantagem da fonte corrente constante é que, mantendo-se a
corrente em torno de um valor, mesmo havendo flutuações na velocidade de
alimentação, obtém-se uma penetração uniforme. Sua grande desvantagem é a
necessidade da existência de um controle externo para iniciar o arco e mantê-lo
estável, comprimento constante, proporcionando, assim, largura do cordão também
constante.
Quanto ao alimentador de arame, normalmente se utiliza o tipo extrator ou
então o tipo impulsor-extrator ("push-pull"), quando a velocidade é crítica
(OKUMURA e TANIGUCHI, 1982).
12
Arames de pequeno diâmetro também apresentam problemas de
alimentação, pois tendem a dobrar-se facilmente, quando se utiliza o alimentador do
tipo impulsor, normalmente empregado para outros materiais.
O início do processo se caracteriza pela abertura do arco, que é diferente
para fontes tensão constante e corrente constante. Nas fontes tensão constante, a
abertura do arco é simples e segura, visto que a sua corrente de curto circuito é
muito elevada; mesmo quando o eletrodo toca a peça com velocidade de soldagem
plena, o arco se inicia sem grandes dificuldades (ALTSHULLER, 1998 e ALCAN,
1993).
Já nas fontes corrente constante, como não há um aumento da corrente
durante o curto, o eletrodo não pode avançar à velocidade plena e,
conseqüentemente, o alimentador deve possuir um controle eletrônico capaz de
fornecer uma velocidade de arame lenta no início ( "slow-run-in") para facilitar a
abertura do arco e, depois, passar rapidamente para a velocidade de eletrodo plena,
tão logo o arco tenha sido estabelecido (ALCAN, 1993).
Uma vez o arco tenha sido iniciado, a tocha deve ser conduzida mantendo-se
uma distância entre o bico de contato e a peça que varia de 12 e 15 mm, devendo
ser inclinada no sentido do deslocamento, soldagem empurrando, num ângulo de 5
a 15º com a vertical, de forma a promover a ação de limpeza da camada de óxido à
frente da poça, melhorando a molhabilidade e reduzindo a oxidação do metal de
base. No processo MIG do alumínio a tocha nunca deve ser arrastada, ou seja,
apontada no sentido contrário ao deslocamento, pois neste caso o gás de proteção
está sendo jogado para traz da poça de solda, o que pode facilitar a contaminação
da mesma pela atmosfera. O valor do ângulo deve ser ajustado de acordo com a
velocidade de soldagem, posição da junta, tamanho do cordão e corrente de
soldagem empregada. (ALTSHULLER, 1998; AWS, 1996 e ALCAN, 1993)
Para finalizar, a tocha deve ser conduzida empregando-se elevadas
velocidades de soldagem, onde velocidades na faixa de 30 a 80 cm/min são muito
comuns, podendo chegar até a 250 cm/min. No fim do cordão, deve existir um
controle da interrupção do arco para prevenir a trinca de cratera (ALTSHULLER,
1998 e ALCAN, 1993).
13
2.3.2 Processo MIG – Gases de proteção
Além do bico de contato e dos conduítes que precisam ser trocados, devido
ao desgaste natural, os principais consumíveis são os gases de proteção e os
eletrodos.
Segundo Jönsson et al (1995) e Pandey et al (1995), os gases de proteção
constituem uma variável crítica do processo que influencia a operação da soldagem
MIG/MAG. A proteção gasosa afeta diretamente a penetração da solda, o formato e
a regularidade do cordão, as propriedades mecânicas da solda, a estabilidade do
arco e os fenômenos de transferência metálica. A seleção do gás a ser utilizado
depende do material de base a ser soldado, do tipo de transferência metálica
desejada, do diâmetro e tipo de eletrodo e da posição de soldagem.
As três principais características de um gás de proteção são o seu potencial
de ionização, sua condutividade térmica e o seu potencial de oxidação. O potencial
de ionização de um gás é a tensão necessária para remover um elétron de um
átomo, fazendo dele um íon.
O acendimento e a estabilidade do arco sofrem grande influência do potencial
de ionização dos gases de proteção utilizados nos processos de soldagem. Por
exemplo, o argônio tem um potencial de ionização mais baixo que o hélio, ou seja, o
argônio tem maior facilidade em transformar átomos em íons e, com isso, ajuda a
manter um arco suave e estável (LYTTLE e STAPON, 1990).
As diferenças na condutividade térmica dos componentes do gás de proteção
geram diferenças nas características do depósito de solda resultante. Os gases que
têm alta condutividade térmica transferem mais calor para a peça, influenciando,
deste modo, na forma e no 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. Quando se soldam metais
altamente condutores como alumínio e cobre, a alta condutividade térmica se torna
crítica. Hélio e dióxido de carbono têm condutividades térmicas maiores do que a do
argônio e eles transferem calor facilmente para o metal base (LYTTLE e STAPON,
1990).
Outra propriedade do gás de proteção que afeta o desempenho e as
propriedades do depósito de solda resultante é a sua natureza oxidante.
Obviamente, uma mistura de gases mais oxidantes ou “ativa”, tais como 100% de
14
CO
2
ou argônio com adição de alta porcentagem de CO
2
ou O
2
, utilizados na
soldagem de aço, transferem menos quantidade de elementos de liga presentes no
eletrodo de soldagem para o depósito de solda. Esta perda de manganês, silício e
outros elementos reativos, tal como o titânio, pode afetar as propriedades da solda
(LYTTLE e STAPON, 1990).
A maioria dos gases inertes, argônio, criptônio, neônio, xenônio ou hélio,
poderia ser utilizada para fins de proteção na soldagem MIG de alumínio. Entretanto,
por razões de custo, os únicos gases normalmente empregados são o argônio (Ar) e
o hélio (He) ou misturas dos dois. Pandey et al (1995) refere-se também a adições
de 0,2-0,5%N
2
ou 0,5-1,0%O
2
ao argônio para promover cordões de boa qualidade.
Segundo Altshuller (1998); AWS (1996) e Alcan (1993), o argônio é o gás mais
utilizado na soldagem MIG do alumínio.
A seguir, são descritas as características dos gases normalmente utilizados
em soldagem MIG de alumínio:
¾ Argônio (Ar): é um gás inerte, com baixo potencial de ionização, baixo potencial
de oxidação e baixa condutividade térmica. A densidade do argônio em relação ao
ar é aproximadamente 1,38 vezes maior, com isso, um fluxo moderado deste gás
promove uma efetiva ação protetora, pois ele substitui o ar em volta da solda
facilmente e é menos susceptível a reações. O argônio comercialmente puro
normalmente é utilizado como gás de proteção nas soldagens de alumínio,
magnésio, cobre e suas ligas, conforme pode ser visto na literatura corrente
(ALTSHULLER, 1998, YOUNG, 1995, LYTTLE e STAPON, 1990, PIERRE, 1987,
DILLENBECK e CASTAGNO, 1987). De acordo com Lyttle e Stapon (1990) e Pierre
(1987), o argônio produz uma coluna de arco estreita, e uma atmosfera rica em
argônio, necessária para se alcançar transferência goticular em soldagens em geral.
¾ Hélio (He): também é um gás inerte. De acordo com a literatura (ALTSHULLER,
1998, YOUNG,1995, LYTTLE e STAPON, 1990, PIERRE, 1987, DILLENBECK e
CASTAGNO, 1987) o hélio tem um alto potencial de ionização e baixa densidade em
relação ao ar. Devido ao alto potencial de ionização, o hélio requer mais tensão para
ionizar, produzindo assim um arco mais quente e temperaturas mais altas. Quanto à
baixa densidade, o hélio requer uma vazão maior do que a do argônio para proteger
adequadamente a região do arco. Caracteristicamente o hélio transfere mais calor
15
para a peça de trabalho do que o argônio, resultando em penetrações maiores, com
um perfil arredondado de penetração, ou seja, cordão mais largo e mais plano,
utiliza velocidades de soldagem mais rápidas e gera alta qualidade de solda em
muitas aplicações. Isto é particularmente importante em metais de alta condutividade
térmica, tais como alumínio e cobre.
Conforme Little e Stapon (1990) e Pierre (1987), o hélio produz transferência
globular, em soldagens em geral, quando se têm baixas densidades de corrente. De
acordo com Altshuller (1998), para o alumínio, a escolha do gás de proteção para
soldagens automáticas em chanfro é baseada principalmente na espessura do metal
a ser soldado. Como o hélio produz um arco mais quente que o argônio,
normalmente é utilizado para soldar metais mais espessos. Para espessuras até ½”
(12,7 mm) normalmente é utilizado o argônio, pois o hélio ou mistura argônio/hélio
não traz nenhuma vantagem que justifique o aumento de custo. Para espessuras
entre ½” (12,7 mm) e 1” (25,4 mm) é usado argônio ou misturas hélio/argônio. Para
espessuras acima de 1” (25,4 mm), uma mistura argônio/hélio ou hélio puro são
preferidos.
¾ Mistura de gases: quando da soldagem de alumínio, pode-se usar misturas Ar +
He, visando uma mistura de suas qualidades. Pequenas variações na composição
da mistura de gases têm um efeito relativamente pequeno na taxa de fusão do
arame, quando comparado com sua influência nas características de transferência
arco/metal e no comportamento da poça de solda. Nem sempre é possível
especificar com precisão faixas de composição para mistura de gases para materiais
ou aplicações específicas (LUCAS, 1992). De acordo com Wainer et. al. (1992), se o
teor de hélio for maior que 50%, não se obtém transferência goticular.
Além da escolha do gás de proteção, a correta especificação do eletrodo de
alumínio, segundo a AWS A5.10 (Especificações de eletrodos de soldagem para
alumínio e suas ligas), é um ponto muito importante, visto que a economia da
operação e a integridade da junta soldada dependem de certas características do
arame utilizado. Assim, tanto a seleção correta do eletrodo, baseando-se em custos
do processo e na suscetibilidade do cordão a trincas a quente, quanto à
armazenagem da bobina, que só deve ser retirada da caixa quando for efetivamente
16
utilizada, são pontos cruciais a serem observados com respeito a este consumível.
O metal de adição, eletrodo, será objetivo de estudo no tópico a seguir.
2.3.3 Processo MIG – Metal de adição (eletrodo)
De acordo com a literatura (ALTSHULLER, 1998, ALCAN, 1993, PÓVOA,
1988, BILONI et al.,1981), o arame eletrodo é um componente crítico na soldagem
MIG, pois atua com duas funções importantes no processo. A primeira é atuar como
o anodo do arco de solda e a segunda é ser o metal de enchimento na soldagem.
Como anodo, deve estar centralizado no bocal de gás e ter um ajuste perfeito no
bico de contato para se obter perfeita ação de fricção entre os mesmos, de modo
que a corrente de soldagem tenha uma transferência consistente. Como metal de
enchimento, deve estar isento de compostos a base de hidrogênio, evitando com
isso problemas de qualidade do cordão de solda.
Os eletrodos e as varetas de solda são classificados com base na
composição química da liga utilizada nas suas fabricações. A nomenclatura utilizada
é composta de quatro dígitos, idêntico à “Aluminum Association”, para especificar a
liga, precedidos das letras E e R, onde o prefixo R indica que o metal de adição é
apropriado para ser usado como vareta de solda e o prefixo E, como eletrodo. Todo
metal de adição que for classificado como eletrodo pode ser classificado como
vareta de solda, porém, o contrário não é verdadeiro (ALCAN, 1993 e PÓVOA,
1988).
Conforme o Manual da Alcan (1993), a escolha do metal de adição pode ser
simples ou complexa, dependendo da circunstância de soldagem. De acordo com
AWS (1996) e Alcan (1993), os fatores que influenciam na escolha do metal de
adição são os seguintes:
¾ composição química do metal base;
¾ geometria da junta;
¾ diluição;
¾ resistência mecânica e ductilidade do metal de solda;
¾ tendência ao fissuramento a quente;
¾ resistência à corrosão em serviço;
¾ comportamento da solda em temperaturas elevadas;
¾ fluidez do metal de solda;
17
¾ alimentação do eletrodo no processo MIG;
¾ diferença de tonalidade entre o metal de solda e o metal base após a anodização.
2.3.4 Processo MIG Pulsado
O processo MIG pulsado, que alia as características das transferências
globular (baixa corrente) e spray (alta produtividade), tem sido objeto de vários
estudos para melhorar a qualidade e a produtividade da junta soldada (GRUBIC e
ANDRIC, 1995). A sua aplicação na soldagem das ligas de alumínio não é diferente,
visto que as vantagens obtidas com o seu uso são muitas em comparação com o
MIG convencional. A dificuldade em se utilizar tal processo é resultante da
dificuldade de obter parâmetros adequados, que variam de acordo com o material,
diâmetro e comprimento do eletrodo e gás de proteção (NORRISH, 1992).
Inúmeras vantagens têm sido descritas para este processo (SADLER, 1999;
CASTNER, 1995; NORRISH, 1992 e GHOSH et al ,1991):
3 Possibilidade de se soldar em todas as posições com transferência
caracteristicamente goticular;
3 Velocidades de soldagem cerca de 35% maiores que as utilizadas para a
transferência curto-circuito;
3 Significante redução no nível de respingos quando comparado ao curto-circuito;
3 Menor distorção comparada ao goticular, devido a uma menor energia introduzida;
3 Cordão de boa aparência;
3 Redução na taxa de geração de fumos.
O processo se caracteriza por uma forma de onda descrita por quatro
grandezas, conforme mostra a Figura 3, que são
p
I
(corrente de pico),
p
t
(tempo de
pico),
b
I (corrente de base) e
b
t (tempo de base), além de suas correspondentes
para o oscilograma de tensão. Os tempos de pico e base também definem o período
de pulso (T
T
), que é o inverso da freqüência de pulsação (F) e o ciclo de trabalho
(CT), como mostrado nas Equações (1) a (3). Esses parâmetros devem ser
considerados em conjunto com as variáveis tradicionais do processo MIG, como
comprimento do arco, velocidade de alimentação, gás de proteção, composição e
diâmetro do eletrodo, dentre outras (AWS, 1991).
bpT
ttT
+
=
(1)
18
bp
tt
F
+
=
1
(2)
%100⋅
+
=
bp
p
tt
t
CT
(3)
Figura 3 - Forma de onda da corrente no processo MIG pulsado: (a) Idealizada; (b)
Mais representativa para equipamentos comerciais (ELLIOT, 1985).
Durante o pulso ou tempo de pico
p
t
, a corrente
p
I
é suficientemente alta
para provocar o destacamento da gota devido ao efeito eletromagnético, tal como na
transferência por “spray”.
Durante o período de base
b
t , a corrente
b
I é suficiente para manter o arco e
conservar o efeito de aquecimento sob controle.
No modo de transferência pulsada, a quantidade de respingos é bastante
reduzida e proporciona maiores tolerâncias em relação à distância da tocha à peça.
O tamanho da gota e a freqüência de transferência são controladas pela regulagem
19
da fonte de energia, através da regulagem da velocidade de alimentação e do
período de pulsação, e pelo gás de proteção.
Neste modo de transferência, as peças soldadas são de fácil
reprodutibilidade, apresentam baixo aporte de calor, mais baixo que para o processo
“spray” não pulsado e globular, exceto para soldagem a arco com curto-circuito, e,
portanto, a formação de um cordão com formato uniforme e uma penetração pouco
profunda (KIM e EAGAR, 1993). Apresentam também baixa diluição e baixa emissão
de fumos. A pulsação conduz a uma transferência “spray” estável, produzindo juntas
soldadas de excelente qualidade e alta produtividade, pois permite altas velocidades
de soldagem (CUNHA e GRUNDMANN, 1995).
O desenvolvimento da soldagem GMAW (Gas Metal Arc Welding) pulsada
com transferência controlada abriu uma ampla faixa de aplicações na indústria
(ZHANG e APPS, 1990). Devido à corrente média poder ser reduzida, o tamanho da
poça de solda pode ser controlado e isto, combinado com o mecanismo de
transferência projetado, permite que o processo seja usado em trabalhos fora de
posição (NORRISH e RICHARDSON, 1988 e CUNHA e GRUNDMANN, 1995).
Neste tipo de soldagem (posicional) com o modo pulsado, a freqüência da
transferência e a corrente média podem ser manipuladas para produzir uma gota
menor, mais adequada para soldagem fora de posição do que em transferência
“spray” convencional com alta energia e, em alguns casos, do que o modo de
transferência por curto-circuito (CRAIG, 1987).
A técnica de arco pulsado é uma alternativa atrativa para o regime de curto-
circuito a baixos níveis de corrente, conveniente para soldagem de peças de baixa
espessura em todas as posições (CUNHA e GRUNDMANN, 1995). Contudo, a
aplicação da transferência pulsada em soldas de topo de chapas finas é limitada
pela alta força do arco durante o pulso que tende a provocar penetração excessiva,
a menos que as tolerâncias dos parâmetros de pulso sejam mantidas muito
apertadas (NORRISH e RICHARDSON, 1988).
Na condição de corrente pulsada, o processo GMAW pode ser melhorado da
seguinte maneira (CRAIG, 1987):
3 Melhorando a capacidade de soldagem fora da posição plana;
3 Aumentando o controle da penetração em materiais finos na faixa “spray”;
3 Reduzindo o limite de espessura do metal para transferência “spray”;
20
3 Podendo-se utilizar maiores diâmetros de arame em materiais finos, em
comparação com a transferência por curto-circuito.
Até recentemente o processo GMAW com corrente pulsada não era muito
utilizado devido à dificuldade de regulagem dos parâmetros e sua manutenção
durante a soldagem. Isto ocorria porque este processo introduz parâmetros
operacionais adicionais, que inclui os parâmetros de pulso, além das variáveis de
soldagem como a extensão do eletrodo, a corrente e a tensão de soldagem. Estas
variáveis extras causam uma dificuldade na seleção de condições operacionais
ótimas para soldagem com corrente pulsada. Muitas vezes um método de tentativa e
erro é usado para determinar estas condições (KIM e EAGAR, 1993). A
inflexibilidade no sistema também restringe a escolha dos gases de proteção,
restringindo a quantidade de O
2
ou CO
2
nas misturas a base de argônio. A altos
níveis de CO
2
, respingos excessivos ocorrem devido às gotas não serem
destacadas suavemente da ponta do arame (CUNHA e GRUNDMANN, 1995).
A seleção manual dos parâmetros de pulso e da velocidade de alimentação
do arame pode ser simplificada utilizando-se regras pré-determinadas, mas é
possível incorporar todas estas relações em uma fonte eletrônica pré-programada,
permitindo que a corrente média e a velocidade de alimentação do arame sejam
ajustadas por meio de um controle comum. Este controle com um único botão (“one
knob”) é chamado GMAW Pulsado Sinérgico. Neste processo, os parâmetros de
pulso são variados de acordo com as condições de operação. O conceito básico é
que a aplicação de um pulso destacará uma gota do metal. Em uma primeira
aproximação, o volume da gota aumenta proporcionalmente com a duração do
pulso. O pulso é determinado pela composição e diâmetro do arame e pela
composição do gás de proteção (CUNHA e GRUNDMANN, 1995).
2.4 – Ciclos térmicos em soldagem
Nos processos de soldagem ao arco elétrico, de acordo com Linnert (1967) e
Easterling (1983), uma fonte pontual de calor muito intensa aquece e funde parte do
metal de base e metal de adição que, em seguida se solidificam e formam o metal
de solda. Durante esta operação, além das tensões internas geradas pelas
restrições, as dilatações, contrações térmicas e transformações microestruturais
ocorrem tanto no metal de solda quanto na zona afetada termicamente pelo calor
21
(ZTA). A forma e a intensidade com que estes fenômenos metalúrgicos ocorrem
dependem principalmente, da composição química dos materiais envolvidos e do
ciclo térmico a que se submete a junta durante a soldagem.
De acordo com Linnert (1967) e Muller e Alcântara (1986), os principais
parâmetros que influenciam o ciclo térmico são:
3 Tempo de aquecimento;
3 Temperatura máxima atingida;
3 Tempo de permanência acima de uma determinada temperatura;
3 Velocidade de resfriamento a uma determinada temperatura ou tempo de
resfriamento em uma determinada faixa de temperatura.
Conforme descreveu Kohno e Jones (1978) estas variáveis dependerão dos
parâmetros de soldagem, corrente, tensão, velocidade de soldagem, da espessura
da chapa, geometria da junta e propriedades físicas, condutibilidade térmica, calor
especifico e densidade do metal de base.
Elevação ou redução no tempo ou taxa de aquecimento provocará variações
na temperatura de transformação, na taxa de crescimento de grãos e na
temperatura de solução de precipitados.
O tempo de permanência em uma dada temperatura e o seu valor máximo
influenciam da mesma forma estes fenômenos termicamente ativados
principalmente crescimento de grãos.
Para um mesmo processo, a temperatura máxima atingida em um ponto varia
com a distância deste até o centro do metal de solda como mostrado na Figura 4,
descrito por Rebello (1985) e Alcântara (1991).
Figura 4 – Variação da temperatura máxima com a distância ao cordão de solda,
(ALCÂNTARA, 1991).
22
Verifica-se que quanto mais próximo do metal de solda se achar o ponto,
maior será sua temperatura máxima e menor o tempo para atingi-la. O metal de
solda e a ZTA, imediatamente adjacente à solda, apresentam temperaturas
substancialmente acima do metal de base. Como a poça de fusão se solidifica e
contrai, origina-se uma tensão aplicada ao redor do metal de base e a ZTA. Como a
solda se resfria até a temperatura ambiente, a tensão na área da solda aumenta e
eventualmente atinge o limite de escoamento do metal de base e da ZTA. Essa
tensão originada do ciclo térmico é chamada tensão residual. Essa tensão residual
aumenta com o grau de restrição da junta soldada. Quando o grau de restrição é
diminuído, as tensões residuais diminuem e o metal se movimenta mais facilmente
originando as distorções durante a soldagem.
2.5 – Tensões residuais e distorções durante a soldagem
2.5.1 Fundamentação
Quando a solda é feita progressivamente, a porção de solda que já está
solidificada resiste à contração das porções adjacentes da gota de solda.
Conseqüentemente, as porções soldadas primeiro são tensionadas em uma direção
longitudinal à linha de solda, isto é, diminuindo o comprimento dos cordões de solda,
como mostra a Figura 5.
No caso de juntas de topo, a menor porção de solda está na direção
transversal devido à preparação da junta de solda e ao efeito de endurecimento em
passes subjacentes. Devido às contrações na solda, as tensões residuais
transversais estão também presentes, como mostra a Figura 5.
Figura 5 – Tensões residuais longitudinais (L) e transversais (T) em uma junta de
solda de topo (AWS, 2001)
23
As tensões residuais na soldagem podem ter dois principais efeitos. Elas
podem produzir distorção ou causar fratura permanente, ou ambos. Distorção é
causada quando a região aquecida de solda contrai de maneira não uniforme,
causando contração em uma parte da solda, originando forças excêntricas na seção
transversal. As estruturas soldadas são deformadas elasticamente em respostas a
estas tensões.
Em juntas de topo essas distorções podem aparecer como variação tanto
longitudinal quanto transversal ou contração. Pode também aparecer uma variação
angular (rotação) quando a face da solda contrai mais do que a raiz. A variação
angular produz dobramentos transversais nas chapas ao longo do comprimento.
Estes efeitos estão ilustrados na Figura 6.
Figura 6 – Representação esquemática de distorção em uma junta de topo (AWS,
2001)
As distorções podem ser controladas por meio de várias técnicas. As técnicas
mais utilizadas controlam a geometria da junta soldada antes ou durante a
soldagem. Estas técnicas incluem (1) a preparação das peças a serem soldadas de
modo que as distorções geradas durante a soldagem conduzam à geometria final
desejada e (2) restrição às peças de modo que elas não podem distorcer durante a
soldagem. Uma técnica adicional também utilizada é a realização de um projeto e
um procedimento de soldagem de modo que a adição de metal seja balanceada de
cada lado do cordão de solda. A seleção do processo de soldagem bem como a
seqüência de solda a ser utilizada podem também influenciar na distorção e na
tensão residual.
O aparecimento de tensões residuais e distorções em uma estrutura soldada
pode ocasionar vários problemas tais como a formação de trincas, uma maior
tendência da estrutura a apresentar fratura frágil, falta de estabilidade dimensional e
dificuldade no ajuste de peças ou componentes devido à sua mudança de forma.
24
As tensões residuais podem ser reduzidas por tratamentos térmicos ou
mecânicos.
Durante o alívio de tensões termicamente, a estrutura soldada é aquecida a
uma temperatura em que o limite de escoamento está baixo o suficiente para que
ocorra o movimento do material e por conseqüência o alívio de tensão. As
propriedades mecânicas da junta soldada são usualmente afetadas pelo alívio de
tensões térmico. Por exemplo, a resistência à fratura frágil de muitos aços soldados
é geralmente melhorada pelo alívio de tensões térmico, pois as tensões residuais
diminuem e as ZTA são temperadas. A tenacidade das ZTA é melhorada por este
procedimento.
Os tratamentos de alívio de tensão mecânicos também reduzem as tensões
residuais, mas eles não modificam significativamente a microestrutura e a dureza
nas ZTA.
A redução das tensões residuais e das distorções pode ser feita das
seguintes maneiras:
1 – Selecionando os processos, procedimentos e seqüências adequados e os meios
de fixação;
2 – Selecionando métodos para alívio das tensões e remoção das distorções;
3 – Utilizando projeto e materiais adequados a minimizar os efeitos da tensão
residual e distorção (AWS, 2001).
2.5.2 Tensões residuais durante a soldagem
As tensões residuais são aquelas que permanecem na peça depois que todas
as solicitações externas foram removidas. Vários termos têm sido utilizados para
descrever as tensões residuais. Dentre eles estão tensão interna, tensão inicial,
tensão inerente e tensão de reação. Contudo, a tensão residual que ocorre quando a
estrutura está sujeita a uma mudança não uniforme da temperatura é usualmente
denominada de tensão térmica.
As tensões residuais se desenvolvem nas estruturas do metal nos vários
processos de manufatura, tais como fundição, soldagem, laminação, forjamento,
usinagem, dobramento, têmpera, por várias razões. Uma das principais causas de
seu aparecimento é a ocorrência, ao longo de uma seção da peça, de deformações
plásticas não uniformes, o quê pode ser causado por efeitos mecânicos ou térmicos.
25
Além disso, os tratamentos térmicos aplicados na manufatura também podem afetar
as tensões residuais.
Os tipos de tensões residuais que ocorrem durante a fabricação de estruturas
soldadas são classificados como (1) tensão residual que é produzida na soldagem
de peças sem restrição e (2) tensão de reação que é causada por restrições
externas.
Distribuições típicas de tensões residuais longitudinais e transversais em uma
solda de passe único de uma junta de topo estão mostradas na Figura 7. As
principais tensões são aquelas longitudinais ao cordão de solda,
x
σ
, e aquelas
transversais,
y
σ
, como mostrado na Figura 7 (A).
=
Figura 7 – Distribuição típica de tensões residuais longitudinais (
x
σ
) e transversais
(
y
σ
) em uma junta de topo, ao longo da linha de solda (eixo-X) e ao longo da linha
perpendicular à linha de solda, passando através do centro da solda (eixo-Y). (AWS,
2001)
(
A
)
Solda de to
p
o
(B) Distribuição de ao longo de XX
x
σ
(C) Distribuição de ao longo de YY
y
σ
26
A Figura 7 (B) ilustra a distribuição da tensão residual longitudinal,
x
σ
. Esta
tensão decresce de uma alta magnitude, perto da região da solda, rapidamente até
zero, acima de uma certa distância. A distribuição desta tensão é caracterizada por
duas variáveis – a máxima tensão na região da solda,
m
σ
, e a metade da largura da
zona de tensões residuais de tração,
f
. Em soldagens de aço de baixo carbono,
m
σ
é aproximadamente igual ao limite de escoamento do metal de solda.
A distribuição da tensão residual longitudinal está mostrada na Figura 7 (B) e
pode ser aproximada pela seguinte equação (MASUBUCHI, 1965, apud
MASUBUCHI, 1980):
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
−
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
−=
22
2
1
exp1)(
f
y
f
y
y
mx
σσ
(4)
onde
x
σ
= Tensão residual longitudinal, (MPa);
y = Distância lateral da linha de centro da solda, (mm);
m
σ
= máxima tensão residual de tração na região da solda, (MPa); e
f = metade da largura da zona de tensões residuais de tração.
A distribuição da tensão residual transversal,
y
σ
, ao longo do comprimento da
solda é representada pela Curva 1 na Figura 7 (C). Tensões de tração,
relativamente de baixas magnitudes, são formadas na região mediana da peça,
enquanto que tensões de compressão são formadas nas duas extremidades.
Se a contração lateral da junta é restringida por uma restrição externa, uma
tensão de tração aproximadamente constante ao longo do comprimento de solda é
adicionada à tensão residual como tensão de reação, como mostra a Figura 7 (C).
Uma restrição externa afeta a magnitude da tensão residual, mas tem pouca
influência na sua distribuição.
A tensão residual na direção da espessura,
z
σ
, pode tornar-se significante
em soldagens acima de 1 in. (25 mm) de espessura (AWS, 2001).
Os efeitos das tensões residuais na soldagem podem ser resumidos da
seguinte forma:
27
1) As tensões residuais são significantes apenas para fenômenos que ocorrem a
baixas tensões aplicadas, tais como fratura frágil, fadiga e trincas por
corrosão;
2) Se o nível de tensão aplicada aumenta, o efeito da tensão residual diminui;
3) O efeito das tensões residuais é desprezível no caso de tensões aplicadas
próximas ao limite de escoamento;
4) O efeito da tensão residual tende a diminuir depois de um carregamento
repetido.
2.5.3 Distorções durante a soldagem
Durante o processo de soldagem a distribuição de temperaturas não é
uniforme, ultrapassando, em algumas regiões, a chamada “temperatura de
escoamento do material”. Essa é a temperatura na qual a tensão de escoamento do
material é praticamente zero e ele não resiste às tensões de origem térmica
desenvolvidas no seu interior (MAZZAFERRO e MACHADO, 1992). Nesta
temperatura inicia-se o processo de deformação plástica localizada no material
devido às tensões térmicas e que permanecem após o resfriamento. Em soldagem,
essas deformações são chamadas de distorções.
A distorção encontrada em estruturas soldadas é causada por três tipos
fundamentais de variações dimensionais que ocorrem durante a soldagem: (1)
contração transversal, que ocorre perpendicular ao cordão de solda, (2) contração
longitudinal, que ocorre paralela ao cordão de solda e (3) distorção angular, que
consiste em uma rotação em torno do cordão de solda. Estas variações
dimensionais estão ilustradas na Figura 8. (AWS, 2001).
28
Figura 8- Variações dimensionais fundamentais que ocorrem em soldagem (AWS,
2001)
Contração transversal
A Figura 8 (A) ilustra a contração transversal que ocorre em uma junta
soldada de topo. A maior parte da contração ocorre após a soldagem, ou seja, em
temperaturas inferiores às atingidas durante a realização da solda, durante o
processo de resfriamento. Para a soldagem de passes múltiplos em juntas de aço
carbono, a contração transversal aumenta com o número de passes e com a
quantidade de material depositado. Segundo Kihara e Masubuchi, 1955 (apud AWS,
1991), a contração é relativamente elevada no primeiro passe, diminuindo-se
gradativamente até a realização do último passe.
Várias fórmulas têm sido propostas para estimar a quantidade de contração
transversal em soldas de topo. Para citar um exemplo, Spraragen e Ettinger (1950)
sugeriram que a quantidade de contração transversal em soldas de aço carbono e
de baixa liga pode ser estimada utilizando-se a seguinte equação:
Tensão Residual
Com
p
ressão Tra
ç
ão
(B) Contração longitudinal em uma junta
de topo (Distribuição da tensão residual
longitudinal,
x
σ
, também é mostrada)
(D) Variação angular em uma
solda de filete
(A) Contração transversal em
uma junta de topo
(C) Variação angular em uma
junta de topo
29
d
e
A
S
w
05,02,0 += (5)
onde,
S
= contração transversal, (mm);
w
A
= Área transversal da solda, (mm
2
);
e = espessura das chapas, (mm);
d
= abertura da raiz, (mm).
De acordo com Spraragen e Ettinger, esta fórmula é particularmente aplicável
para espessuras maiores que 1 in. (25,4 mm). Se a espessura da chapa for menor
que 25,4 mm, o valor do coeficiente (0,2) deve ser mudado para 0,18, pois a chapa
não absorve muito calor.
A Figura 8 (A) mostrou a contração transversal uniforme ao longo da solda,
porém isto nem sempre ocorre na prática, especialmente quando o comprimento
soldado é grande. Geralmente esse fenômeno é mais complexo e os fatores que
têm mais influência são:
3 Distorção rotacional;
3 Restrição não-uniforme da junta;
3 Soldagem com passos múltiplos.
Restrição da junta
A quantidade de contração transversal que ocorre na soldagem é afetada
pelo grau de restrição aplicado à junta. Restrições externas agem como se fossem
um sistema de molas transversais. O grau de restrição é expresso pela rigidez do
sistema de molas. A quantidade de contração diminui com aumento do grau de
restrição. Para um grande número de juntas, a restrição não é uniforme ao longo da
junta.
Para se estudar quantitativamente o efeito da restrição na contração
transversal de juntas soldadas de topo, é necessário primeiramente se definir
analiticamente o grau de restrição da junta de topo. Como um simples exemplo, a
Figura 9 mostra uma junta de topo fixada por duas travas, A-A e A’-A’, de tal modo
que a largura B permanece imóvel durante a soldagem.
30
Quando a contração transversal ocorre, ela causa tensões de reação
expressas por:
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
=
B
S
E
σ
(6)
onde,
σ
= Tensão de reação (MPa);
E
= Módulo de Elasticidade (MPa);
S
= Contração transversal (mm);
B
= Largura da junta (mm).
O grau de restrição da junta,
s
k , é definido como a quantidade de tensão de
reação causada pela quantidade de contração transversal em uma unidade, que
pode ser expresso por:
B
E
S
k
s
==
σ
(7)
onde
s
k é o grau de restrição da junta, MPa/mm.
Por definição, a restrição da junta tem a unidade de (MPa/mm). Pela equação
(7) nota-se também que a restrição é inversamente proporcional à quantidade de
porções deformáveis da junta,
B
. Por exemplo, quando a distância entre os pontos
de fixação A-A e A’-A’ aumentam de
B
para
B
2 , o grau de restrição diminui pela
metade (AWS, 2001).
Figura 9 – Definição do grau de restrição,
s
k , de uma junta de topo (AWS, 2001)
31
Soldagem com passes múltiplos
A soldagem é feita freqüentemente em um único passe, especialmente para
chapas finas. Entretanto, quando a soldagem é feita através de vários passes,
particularmente quando se soldam chapas grossas, a contração é acumulada. A
maior parte da contração transversal que ocorre em juntas de topo, soldadas em
passe único, decorre da contração do metal de base. O metal de base se expande
durante a soldagem, mas se contrai durante a solidificação.
As Figuras 10 (A) e (B) mostram os resultados experimentais obtidos em
uma investigação de juntas de topo em aços de baixo carbono (MATSUI, 1964). O
eixo “T” representa a variação de temperatura e o eixo “S” representa as contrações
transversais. Observa-se que a maioria da contração ocorre depois que a solda está
se resfriando, relativamente a baixas temperaturas. Esta Figura indica que para
chapas mais grossas, a contração transversal se inicia primeiro, mas a contração
final é menor do que para chapas finas. Deve ser notado, entretanto, que isso é
verdade quando a mesma quantidade de heat inputs é utilizada, independente da
espessura. A soldagem de chapas mais grossas geralmente requer mais que um
passe.
Fi
g
ura 10
(
A
)
Contra
ç
ão vs tem
p
o
32
Por outro lado, durante a soldagem com passes múltiplos de juntas de topo
de aço carbono com restrição, a contração transversal aumenta com cada passe de
solda (MATSUI, 1964). A Figura 11(A) mostra a relação entre o peso do eletrodo
consumido por unidade de comprimento de solda,
w, que é proporcional à área da
seção transversal do metal de solda, e a contração transversal,S . A contração é
relativamente alta durante o primeiro passe, mas diminui durante os passes
seguintes, por que a resistência à contração aumenta devido ao aumento da área da
seção transversal do metal de solda. Uma relação linear existe entre a contração
transversal total e o logaritmo do peso total de metal de solda depositado, como
mostra a Figura 11 (B).
A equação que expressa esta relação é a seguinte:
(
)
00
wLogwLogbSS
−
+
=
(8)
onde,
S = Contração transversal total, mm;
0
S = Contração transversal depois do primeiro passe, mm;
Tem
p
o
,
s
Figura 10 – Efeito do tempo e da Temperatura na contração: (AWS,
2001)
Temperatura, ºF
Temperatura, ºC
Fim da soldagem
Figura 10 (B) Temperatura vs tempo
33
b = Coeficiente;
w
= Peso total de eletrodo consumido por unidade de comprimento de metal
de solda, g/mm;
0
w = Peso de eletrodo consumido por unidade de comprimento de metal de
solda para o primeiro passe, g/mm.
Contração longitudinal
A distribuição da tensão residual longitudinal,
x
σ
, discutida anteriormente, é
mostrada na Figura 8 (B). Esta tensão causa a contração longitudinal, que também
é mostrada nesta Figura (AWS, 2001). Esta deformação é resultado da desigual
distribuição de temperatura entre o metal de solda e região adjacente e o restante do
metal-base, sendo fortemente influenciada pela seção transversal da junta e pela
energia de soldagem (SPRARAGEN, W.; CORDOVI, M. A., 1944, GUYOT, F. 1947,
SPRARAGEN, W.; ETTINGER , W.G.1950, CLINE , C., L. 1965, OKERBLOM, N., O.
1958 apud MAZZAFERRO, J. A. E., MACHADO, I. G.,1990).
A quantidade de contração longitudinal que ocorre em juntas de topo é de
aproximadamente 1/1000 do comprimento de solda, ou seja, muito menor que a
contração transversal (AWS, 2001). A seguinte equação foi proposta para estimar a
contração longitudinal em juntas em juntas de topo (KING, 1944):
A (Primeiro Passo)
B (Último Passo)
Contração Transversal, S, (mm)
Contração Transversal, S, (mm)
(A) Relação entre o peso do eletrodo
consumido por unidade de comprimento
de solda, w, e a contração transversal, S
(B) Relação entre LOG w, e S
Figura 11 – Aumento da contração transversal de uma
soldagem multipasse em uma junta de topo (AWS,
34
7
3
10
−
=∆
e
ILC
L
(9)
onde
L∆ = contração longitudinal, mm;
3
C = 12 e 305 quando L e e estão em polegada e milímetro, respectivamente;
I
= corrente de soldagem, A;
L= comprimento de solda, mm; e
e
= espessura da chapa, mm.
Distorção Angular
A distorção angular (Figura 8) é gerada pelas diferenças de temperatura
entre as faces superior e inferior do cordão, que provocam variações nos valores da
magnitude de contração no sentido da espessura da chapa. Ocorre geralmente em
juntas de topo quando a contração transversal não é uniforme na direção da
espessura (AWS, 2001). Na soldagem de chapas finas a distorção angular é
pequena, no entanto, caso seja utilizada uma chapa extremamente grossa, a
distorção será menor devido às restrições impostas pelo próprio metal-base.
A magnitude da distorção angular depende dos seguintes fatores (Vinokurov,
1977):
3 Largura e profundidade da zona de fusão relativa à espessura da chapa;
3 Tipo de junta;
3 Sequência de soldagem;
3 Propriedades termomecânicas do material;
3 Parâmetros do processo de soldagem.
Kihrara e Masubuchi (1956) fizeram uma investigação experimental de como
os parâmetros de soldagem, incluindo a forma do chanfro e o grau de restrição,
afetam a distorção angular em juntas de topo.
Hirai e Nakamura (1955) investigaram uma forma para determinar os valores
da distorção angular e coeficiente de rigidez considerando a variação angular como
uma função da espessura da chapa e o peso do eletrodo consumido por unidade de
comprimento de solda.
35
Watanabe e Satoh (1961) usaram uma combinação de métodos analíticos e
empíricos para estudar os efeitos das condições de soldagem na distorção de
estruturas soldadas.
Taniguchi e Masubuchi (1972) compararam a distorção angular no processo
de soldagem do alumínio e do aço para soldagem em juntas livres e com grau de
restrição, chegando às principais conclusões:
1) As distorções angulares no alumínio são maiores que no aço, desde que
elas sejam comparadas tendo-se o peso do metal de solda como
parâmetro;
2) Quando se toma o tamanho do filete como parâmetro, geralmente a
distorção ocorrida no aço é maior do que no alumínio tanto para juntas
livres quanto para juntas restringidas;
3) Para soldagem com juntas livres, a máxima distorção angular ocorreu em
espessuras variando de 6 a 8 mm para o alumínio e de 8,5 a 9,5 mm para
o aço;
4) A ocorrência da máxima distorção angular no alumínio foi em juntas mais
finas enquanto que, para o aço, aconteceu o contrário.
Okumura e Taniguchi (1982) fizeram testes em juntas do tipo T e constataram
que a distorção angular é proporcional ao número de passes ou à quantidade de
material depositado. Foi constatado também que o aumento do diâmetro do
eletrodo, mantendo-se constantes os parâmetros de soldagem, não influencia na
distorção da chapa.
Murugan e Guinaraj (2005) desenvolveram modelos matemáticos para
estabelecer uma relação dos parâmetros de soldagem, tempo entre passes
subseqüentes (t), número de passes (N) e velocidade de alimentação do arame (F)
com a distorção angular em chapas de aço no processo GMAW. Eles verificaram
que o número de passes tem uma grande influência na distorção angular, onde há
uma tendência do aumento da distorção angular com o aumento do número de
passes e que o tempo entre passes e a velocidade de alimentação do arame têm um
efeito negativo na distorção angular.
Camilleri e Gray (2005) verificaram que a evolução da deformação angular
pode ser tratada através de análises estáticas não-lineares, enquanto que a
deformação de flexão longitudinal pode ser estabelecida via algoritmos que tratam
um comportamento do material termo-elastoplástico. Estes autores observaram que
36
as deformações angulares causadas pela soldagem foram coerentes com os dados
obtidos por simulação. Destacam ainda que, para obter resultados com precisão, é
importante conhecer as deformações iniciais da chapa e a influência das condições
de fixação e do peso-próprio do material.
Segundo, Deng, Liang e Murakawa (2007), a quantidade de distorção devido
à soldagem, no caso, a distorção angular (ou deflexão) que ocorre paralela ao
cordão de solda, foi reduzidomsignificativamente quando a espessura da chapa foi
aumentada de 9mm para 12mm. Segundo os autores, os resultados simulados
demonstraram que o gradiente de temperatura através da espessura é o principal
fator que governa a distorção angular em juntas com soldas de filete.
Distorção rotacional
Desde que a soldagem seja feita por uma fonte de calor que se mova de uma
extremidade à outra da junta, porções ainda não soldadas se movem com o
progresso da operação de soldagem, causando distorção rotacional. Quando duas
chapas livres são soldadas de topo, as porções do metal ainda não soldado ou se
fecham na extremidade, como mostrado na Figura 12 (A), ou se abrem, como
mostrado na Figura 12 (B).
Este fenômeno de distorção pode ser explicado pela Figura 13, que ilustra a
contração ao longo do tempo da deflexão de uma chapa sob a ação de uma fonte de
calor se movendo longitudinalmente. Se as deformações das porções não-soldadas
Figura 12 – Distorção rotacional em uma junta de topo: (A) Soldagem
com eletrodo revestido e (B) Soldagem a arco submerso (AWS, 2001)
(A) Porções não-soldadas da junta se fecham
(Soldagem com eletrodo revestido)
(B) Porções não-soldadas da junta se abrem
(Soldagem a arco submerso)
37
da junta são similares àquelas além do Ponto B, as extremidades finais irão se
fechar. Este fenômeno freqüentemente ocorre durante a soldagem de chapas de aço
no processo de eletrodo revestido. Por outro lado, se a deformação nas regiões
próximas ao arco começam a se fechar no Ponto A, as extremidades da junta irão se
abrir. Este fenômeno geralmente ocorre em soldagem de chapas de aço utilizando-
se os processos MIG/MAG e arco-submerso, resultando em várias dificuldades.
Figura 13 – Deflexão longitudinal de uma barra devido à ação de uma fonte de calor.
t
δ
: Deflexão (Distorção) Final (AWS, 2001)
Pontos de solda são tipicamente utilizados para minimizar a distorção
rotacional em soldas de topo. No caso de soldagem manual, os pontos de solda
podem ser realizados facilmente. No entanto, quando o processo é automatizado, é
necessário que um soldador realize os pontos de solda, culminando em custos
adicionais. Deve haver um cuidado especial para derreter completamente os pontos
de solda durante a operação de soldagem subseqüente. Uma outra dificuldade é
que os pontos de solda geralmente se quebram devido às tensões térmicas
causadas pela soldagem.
Flexão Longitudinal
Quando a linha de solda não coincide com a linha neutra da estrutura, a
contração longitudinal do metal de solda produz um momento de flambagem,
resultando em flexão longitudinal. Se a solda for realizada em uma posição acima do
eixo neutro, a chapa irá curvar-se para cima. Caso a solda seja realizada em uma
posição abaixo do eixo neutro, a chapa irá se curvar pára baixo. Entretanto,
Deflexão,
δ
A
B
C
D
Tem
p
o
Solda
g
em
38
realizando-se um cordão de solda em uma posição simétrica em relação ao eixo
neutro, não significa que não haverá distorção, apesar dos momentos de contrações
terem magnitudes iguais e de sentidos opostos. Por exemplo, na soldagem de
chapas finas, realizada nos dois lados da chapa, mantendo-se as mesmas
condições de soldagem, após o completo resfriamento do segundo cordão de solda,
geralmente resulta em uma pequena curvatura. Os testes realizados até o momento
indicam que isto seja devido a uma desordem no material na sua zona plástica,
causada pelo primeiro cordão de solda que não é completamente compensado pelo
segundo cordão de solda, realizado no lado oposto (Blodgett, 1976). A Figura 14
ilustra a flexão longitudinal em uma junta soldada.
Figura 14 –Flexão longitudinal (MASUBUCHI, 1980)
Distorção devido à instabilidade
Na soldagem de chapa fina ocorrem tensões residuais de compressão em
regiões afastadas da zona fundida, causando flambagem. A flambagem ocorre
quando o comprimento do corpo-de-prova excede o comprimento crítico para uma
determinada espessura específica do mesmo. Se as tensões térmicas produzirem
diferentes formas de chapa após o resfriamento, mantendo-se o mesmo
procedimento de soldagem para as chapas, diz-se que essas tensões produziram,
na chapa, uma distorção devido à instabilidade.
Experimentos mostram que a distorção por flambagem vai aumentando com o
tempo, após o término do processo de soldagem, até atingir a condição de
estabilidade ou condição de equilíbrio. O aumento da quantidade de calor também
aumenta a deflexão da chapa, fazendo com que o efeito de distorção seja maior
(AWS, 1991). A Figura 15 a seguir ilustra a distorção devido à instabilidade.
39
Figura 15 – Distorção devido à instabilidade (MASUBUCHI, 1980)
2.6 - Ligas de alumínio-magnésio (Efeito das têmperas de alumínio)
Além de aumentar a resistência mecânica de todos os tipos de ligas de
alumínio, através do encruamento, que aumenta a densidade de discordâncias, o
trabalho mecânico, adicionalmente, nas ligas endurecíveis por precipitação, acelera
o aumento de dureza associado com a formação de precipitados. Entretanto,
produtos endurecidos por encruamento podem ter sua baixa dureza original
restaurada, parcial ou completamente, pelo tratamento térmico de recozimento, ao
modificar a microestrutura resultante do encruamento (ASM, 1990).
As ligas não tratáveis termicamente, a liga Al 5052 é uma destas ligas, são
produzidas em várias têmperas, de acordo com o grau de encruamento.
O encruamento é designado pela letra H, que é seguido de dois dígitos. O
primeiro dígito que se segue à letra “H” indica combinação das operações básicas,
conforme abaixo:
3 “H1” (apenas encruada)
As propriedades mecânicas do material são obtidas exclusivamente por trabalho a
frio, sem nenhum tratamento suplementar.
3 “H2” (encruada e recozida parcialmente)
As propriedades mecânicas são aumentadas mais do que o nível desejado e depois
são diminuídas por recozimento parcial.
3 “H3” (encruada e estabilizada)
Aplica-se somente àquelas ligas que amolecem com o passar do tempo após terem
sido deformadas plasticamente a frio ou seja, encruada. Esse amolecimento pode
40
ser acelerado e estabilizado com tratamento térmico após encruamento. (Alcan,
1993).
O segundo número indica o grau de encruamento, ou seja, a quantidade de
deformação aplicada ao material. No caso H34, o número 4 indica a classificação
“meio-duro”.
O encruamento do metal tende a diminuir ou mesmo desaparecer com o
aquecimento do material, ou seja, ligas não-tratáveis termicamente têm suas
propriedades mecânicas deterioradas quando submetidas à soldagem, conforme
ilustra a Figura 16 a seguir, onde pode-se verificar, de maneira esquemática, a
seção transversal de uma solda com suas respectivas regiões, a ZF ou zona
fundida, a ZTA, zona termicamente afetada pelo calor, e o MB ou metal de base.
Ainda na mesma Figura é mostrado esquematicamente a variação de temperatura
em função da região do metal, e como as propriedades mecânicas de um material
encruado variam em função do aporte de calor. A resistência média do material é
mostrada na zona fundida para soldagem com adição de material, onde, pela ação
de elementos de liga consegue-se uma maior resistência de material.
O mesmo não se verifica quando se solda uma liga não-tratável termicamente que
não tenha sofrido encruamento. Neste caso não se verificarão grandes variações
nas propriedades mecânicas entre o metal base, ZTA e a zona fundida.
41
Figura 16 – Variações de microestrutura e propriedades mecânicas devido à
soldagem em ligas de alumínio não-tratáveis termicamente (AWS, 1979)
42
CAPÍTULO III
PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS
Neste capítulo serão mostrados os materiais e equipamentos utilizados para a
realização dos testes.
3.1 Materiais e equipamentos utilizados
Os testes foram realizados em corpos-de-prova constituídos da liga Al-Mg
5052 H34, compostos de 02 chapas de 380 x 180 x 8mm com chanfro de 45º e 2
mm de nariz, soldados com eletrodo ER 5554
φ
1,2mm.
Como gás de proteção, foi utilizado o gás hélio, numa vazão de 14 l/min em
todos os ensaios.
Utilizou-se o equipamento de soldagem inversora multi-processo MAXTRON
450 com cabeçote alimentador microprocessado, como mostra a Figura 17.
Figura 17 - Fonte de energia multiprocessos, microprocessada
43
Nos ensaios realizados, a tocha permaneceu estática e as chapas sofreram
movimento, velocidade de soldagem, através de um dispositivo mecanizado
acoplado a uma máquina de translação. A Figura 18, a seguir, mostra
esquematicamente a máquina de translação.
Figura 18 – Equipamento de translação utilizado na soldagem
Para realização da coleta e análise dos dados, utilizou-se um sistema de
aquisição de dados interligado a um microcomputador e um software denominado
MIG-MAG, desenvolvido pela Universidade Federal de Santa Catarina.
A medição da distorção angular foi realizada por uma máquina de medição
tridimensional portátil de braço articulado ARM 100 – Modelo Lx, com volume de
medição X=2500, Y=2.500 e Z=2500 mm e incerteza de medição de 0,070 mm.
A Figura 19 mostra a máquina de medição utilizada.
44
Figura 19 – Máquina de medição tridimensional
3.2 Métodos Experimentais
Foram realizados alguns testes iniciais, com o mesmo material base, no
entanto, utilizando-se chapas de menores dimensões, mas com mesma espessura.
Para a obtenção da velocidade de soldagem, foram realizados 05
experimentos com deslocamento da máquina de translação, medindo-se o tempo
para o equipamento percorrer uma distância de 10 cm. Esta prática foi adotada a
cada dia de ensaio, antes do início dos testes e depois da soldagem, tanto para os
testes iniciais quanto para os ensaios reais.
O objetivo dos testes iniciais foi encontrar uma combinação de parâmetros de
soldagem que conduzissem a uma condição padrão, onde o corpo-de-prova
apresentasse melhor aspecto visual. Estes testes levaram aos seguintes
parâmetros, denominados parâmetros padrões:
45
-
Distância do bocal à mesa: 21,2 mm;
- Inclinação da tocha: 7º;
- Velocidade de alimentação do arame: 10, 2 MPM
- Velocidade de soldagem: 210 mm/min;
- Corrente de pico (Ip) = 392 A;
- Corrente de base (Ib) = 85 A;
- Pulsos por segundo (PPS) = 130;
- Largura do pulso (LP) = 2,6 ms.
A partir destas condições padrões, foram realizados ensaios com corpos-de-
prova de dimensões reais para esta condição padrão e posteriormente variando os
04 últimos parâmetros, Ip, Ib, PPS e LP. Cada parâmetro foi variado mantendo-se os
demais inalterados.
Inicialmente foram soldados 03 corpos para a condição padrão e 02 corpos
de prova para cada condição de interesse.
Para cada parâmetro analisado, foram verificadas 03 condições de interesse,
mantendo-se os demais parâmetros inalterados, exceto para o número de pulsos,
onde foram verificadas 04 condições, conforme abaixo:
1) Variação da corrente de pico:
3 Condição 1: Ip = 392 A (condição padrão)
3 Condição 2: Ip = 410 A
3 Condição 3: Ip = 418 A
2) Variação da corrente de base:
3 Condição 1: Ib = 85 A (condição padrão)
3 Condição 2: Ib = 103 A
3 Condição 3: Ib = 118 A
3) Número de pulsos por segundo:
3 Condição 1: PPS = 130 (condição padrão)
3 Condição 2: PPS = 115
3 Condição 3: PPS = 145
3 Condição 4: PPS = 100
46
4) Largura do pulso
3 Condição 1: LP = 2,6 ms (condição padrão)
3 Condição 2: LP = 2,3 ms
3 Condição 3: PPS = 2,9 ms
Tabela 2: Corpos-de-prova soldados para cada variação do parâmetro de pulso
N°
CDP
Ip (A) Ib (A) PPS LP (ms)
CDP1 392 85 130 2,6
CDP2 392 85 130 2,6
CDP3 392 85 130 2,6
CDP4 410 85 130 2,6
CDP5 410 85 130 2,6
CDP6 418 85 130 2,6
CDP7 418 85 130 2,6
CDP8 392 103 130 2,6
CDP9 392 103 130 2,6
CDP10 392 118 130 2,6
CDP11 392 118 130 2,6
CDP13 392 85 145 2,6
CDP14 392 85 145 2,6
CDP15 392 85 115 2,6
CDP16 392 85 115 2,6
CDP17 392 85 130 2,3
CDP18 392 85 130 2,3
CDP19 392 85 130 2,9
CDP20 392 85 130 2,9
Posteriormente, devido a variações nos resultados, foram soldados mais
alguns corpos-de-prova para a condição de Ip = 410 A, e LP = 2,9 ms, como será
mostrado a seguir.
Em relação ao número de pulsos (PPS), os resultados mostraram que o valor
da distorção angular encontrado foi da mesma ordem de grandeza para as
condições de PPS = 130 e 145. Esse foi o motivo que levou a investigação da
distorção angular para PPS = 100, criando uma quarta condição para avaliação
deste parâmetro, conforme mencionado anteriormente e que será mostrado a seguir.
47
Tabela 3: Corpos-de-prova adicionais
N°
CDP
Ip (A) Ib (A) PPS LP (ms)
CDP24 410 85 130 2,6
CDP25 410 85 130 2,6
CDP27 392 85 100 2,6
CDP28 392 85 100 2,6
CDP29 392 85 130 2,9
CDP30 392 85 130 2,9
Os corpos-de-prova 12, 21, 22, 23 e 26 foram descartados, pois
apresentaram problemas durante a execução dos ensaios, onde não foram
capturados os sinais de corrente e de tensão pelo sistema de aquisição de dados.
Para cada ensaio, as chapas foram ponteadas em suas extremidades, sendo
que uma dessas chapas foi engastada à mesa através de sargentos enquanto que a
outra chapa distorcia-se livremente, conforme a Figura 20.
Figura 20 – Corpo-de-prova utilizado nos ensaios
Foram demarcados pontos espaçados de 10 mm ao longo do perímetro da
chapa que distorceu. Através do braço tridimensional, foi medida a altura destes
pontos em relação a um plano padrão, plano obtido na chapa que permaneceu
engastada, vide Figura 21.
48
Figura 21 – Demarcação dos pontos a serem medidos
Para facilitar a análise dos dados, foram definidas 03 regiões: Primeira região –
Perpendicular ao cordão de solda, ao longo da largura da chapa, onde se inicia o
processo de soldagem. Segunda região – Paralela ao cordão de solda, ao longo do
comprimento da chapa. Terceira região - Perpendicular ao cordão de solda, ao longo
da largura da chapa, onde se finaliza o processo de soldagem, conforme mostra a
Figura 22.
Figura 22 – Representação esquemática do corpo-de-prova.
Chapa engastada
(plano padrão)
Região 1
Região 3
Região 2
49
Energia de soldagem
O objetivo principal deste trabalho foi avaliar a influência de cada parâmetro
de pulso, Ip, Ib, PPS e LP na distorção angular do alumínio. Os testes foram
realizados mantendo-se a velocidade de soldagem constante, 210 mm/min e
ajustando-se o parâmetro da máquina de soldagem denominado TRIM – Controle de
comprimento do arco no equipamento de soldagem, de modo que a energia de
soldagem permanecesse na mesma ordem de grandeza para cada condição
analisada
Para análise estatística dos dados, foi realizado o método de análise de
Variâncias (ANOVA) com fator único, utilizando o a ferramenta análise de dados, do
software Microsoft Excel do Windows XP.
A ANOVA permite comparar dispersão, uma relativa aos tratamentos,
resultados entre os tratamentos e outra relativa aos blocos, resultados dentro dos
tratamentos. Caso a variação entra as amostras seja significativamente superior à
variação dentro das amostras, a técnica da ANOVA acusará alguma diferença entre
os tratamentos.
Não obstante, este método não identifica entre quais tratamentos ocorre
diferença significativa, sendo necessária para isto a utilização de um procedimento
denominado Teste de Tukey, conforme apresentado na equação 10, a seguir.
r
MQ
qT
i
⋅= (10)
onde q é um valor tabelado, valor crítico da amplitude Studentizada, para um nível
de significância determinado, graus de liberdade e número de tratamentos. Neste
trabalho, o número de tratamentos é o número de condições para cada parâmetro
utilizado. MQi é a média dos quadrados das interações e r é o número de repetições
para cada combinação.
São chamadas significativas as diferenças das medias que ultrapassem o
valor de T. Neste trabalho o nível de significância utilizado foi 5%.
50
Ensaio de Tração
Na tentativa de se explicar o fenômeno de diferentes formas de distorção das
chapas, ora propagação no sentido positivo, ora no sentido negativo, como mostrará
o Capítulo 4, foi realizado um ensaio de tração em corpos-de-prova que
apresentaram estas características. Os corpos-de-prova escolhidos foram aqueles
utilizados para a variação do número de pulsos, CDPs 2, 14, 16 e 28, vide tabela 8,
Capítulo 4.
Para cada corpo-de-prova foram retirados outros 06 corpos-de-prova para
ensaio de tração e outros 02 para micrografia.
Foi realizada micrografia para cada um destes CDPs, mas os resultados
mostraram uma homogeneidade em toda a superfície analisada, não levando a
nenhum resultado interessante.
A Figura 23, a seguir, mostra um esquema para o corte dos corpos-de-prova.
Figura 23 – Esquema para retirada dos CDPs de micrografia e de tração
51
Os CDPs 1 e 2, 10 x 20 mm, foram retirados para o ensaio de micrografia,
enquanto que os demais, 38 x 175 mm, foram retirados para o ensaio de tração.
Os corpos-de-prova 5 e 6 foram retirados de tal forma que a solda estivesse
no centro de seu comprimento, enquanto que os demais foram retirados sem o
cordão de solda, conforme ilustra a Figura 23.
A idéia de se retirar CDPs nos sentido transversal e longitudinal foi de verificar
possível soldagem de duas chapas com sentidos de laminação diferentes.
A seguir, na Figura 24, tem-se uma fotografia do corte das chapas.
Figura 24 – Corte dos corpos-de-prova para ensaio de tração
Os corpos-de-prova para ensaio de tração foram usinados até obterem as
dimensões da Figura 25, abaixo, de acordo com a norma AWS D1.1/D1.1M:2004.
52
Figura 25 – Dimensões dos corpos-de-prova para ensaio de tração
Para a realização do ensaio de tração, foi utilizada uma Máquina de tração
Kratos, com célula de carga K-15000 (15000 kgf) e velocidade de ensaio de 10
mm/min, conforme mostram as Figuras 26 (A) e (B).
Figura 26 (A) – Máquina para ensaio de tração
53
Figura 26 (B) –Ensaio de tração
Neste trabalho analisaram-se apenas os resultados do limite de resistência à
tração obtida no ensaio. Essa tensão é calculada dividindo-se a força máxima
suportada pela área inicial da seção transversal do corpo de prova. É importante
observar que o limite de resistência a tração é baseado na área original da seção
transversal e um material dúctil pode ter sua seção transversal relativamente
reduzida quando a carga máxima for excedida. (Van Vlack, 1984).
54
CAPÍTULO IV
RESULTADOS E DISCUSSÃO
Neste capítulo serão mostrados e discutidos os resultados experimentais
obtidos variando-se, separadamente, os seguintes parâmetros de pulso: Corrente de
pico (Ip), Corrente de base (Ib), Pulsos por segundo (PPS) e Largura do pulso (LP).
Foram analisadas 03 regiões distintas:
Região 1 – Perpendicular ao cordão de solda, ao longo da largura da chapa, onde
se inicia o processo de soldagem;
Região 2 – Paralela ao cordão de solda, ao longo do comprimento da chapa.;
Região 3 – Perpendicular ao cordão de solda, ao longo da largura da chapa, onde
se finaliza o processo de soldagem.
Os resultados são mostrados a seguir.
4.1 Variação da corrente de pico (Ip)
Foram analisadas 03 situações diferentes para a corrente de pico (Ip = 392 A, 410
A e 418 A).
Foram soldados 02 corpos-de-prova para cada situação. Os valores das
distorções, para o corpo-de-prova que apresentou maior distorção, são mostrados
nas Figuras a seguir:
55
Variação da corrente de pico - Região 1
-4
-3
-2
-1
0
1
2
3
4
0 50 100 150 200
Distância (mm)
Distorção (mm)
Ip = 392 A
Ip = 410 A
Ip = 418 A
Figura 27 – Variação da distorção em função da corrente de pico – Região 1
Variação da corrente de pico - Região 2
-4
-3
-2
-1
0
1
2
3
4
5
0 100 200 300 400
Distância (mm)
Distorção (mm)
Ip = 392 A
Ip = 410 A
Ip = 418 A
Figura 28 – Variação da distorção em função da corrente de pico – Região 2
56
Variação da Corrente de pico - Região 3
-1,5
-1
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
0 50 100 150 200
Distância (mm)
Distorção (mm)
Ip = 392 A
Ip = 410 A
Ip = 418 A
Figura 29 – Variação da distorção em função da corrente de pico – Região 3
Verifica-se que ao aumentar a corrente de pico, aumenta-se a distorção.
Através da Figura 28 nota-se que ao final do comprimento da chapa, a diferença de
distorção diminui.
Os valores de energia, para cada condição analisada, são mostrados na
tabela a seguir.
Tabela 4 – Efeitos da corrente de pico (Ip) sobre a energia de soldagem
N° CDP Ip (A) Ib (A) PPS LP (ms) (Im) (A) (Um) (V)
(Vs)
(mm/s) (Im * Um)
Energia
(KJ/m)
CDP1 392 85 130 2,6 184 19,8 3,5 3643
1041
CDP2*
392 85 130 2,6 172 19,7 3,5 3388
968
CDP3 392 85 130 2,6 184 20,7 3,5 3809
1088
CDP4 410 85 130 2,6 186 20,9 3,5 3887
1111
CDP5 410 85 130 2,6 188 20,9 3,5 3929
1123
CDP24 410 85 130 2,6 178 25,5 3,5 4539
1297
CDP25*
410 85 130 2,6 179 25 3,5 4475
1279
CDP6*
418 85 130 2,6 187 20,6 3,5 3852
1101
CDP7 418 85 130 2,6 190 21,7 3,5 4123
1178
* Corpos-de-prova que tiveram maior distorção e foram utilizados nas Figuras anteriores.
Aplicando-se o método ANOVA e o teste de Tukey tem-se:
57
Tabela 5: Análise de Variância fator único. Influência de Ip na energia de soldagem
Fonte da variação SQ gl MQ F valor-P F crítico
Entre grupos 65902,21 2 32951,11 5,022685 0,044383 4,737414
Dentro dos grupos 45923,2 7 6560,46
Total 111825,4 9
Através da equação 10, tem-se:
T = 238,26
Diferença entre as médias:
M1-M2 M1-M3 M2-M3
-187,24 -106,89 80,35
Comparando-se a variação das médias com T, nota-se que para um nível de
significância igual a 5%, a variação não foi significativa. Ou seja, pode-se afirmar
que a energia permaneceu a mesma para as três condições de corrente de pico
analisadas.
4.2 Variação da corrente de base (Ib)
Foram analisadas 03 situações diferentes para a corrente de base (Ib = 85 A, 103
A e 118 A).
Foram soldados 02 corpos-de-prova para cada situação. Os valores das
distorções, para o corpo-de-prova que apresentou maior distorção, são mostrados
nas Figuras a seguir:
58
Variação da corrente de base - Região 1
-1,4
-1,2
-1
-0,8
-0,6
-0,4
-0,2
0
0 50 100 150 200
Distânica (mm)
Distorção (mm)
Ib = 85 A
Ib = 103 A
Ib = 118 A
Figura 30 – Variação da distorção em função da corrente de base – Região 1
Variação da corrente de base - Região 2
-1,4
-1,2
-1
-0,8
-0,6
-0,4
-0,2
0
0 100 200 300 400
Distância (mm)
Distorção (mm)
Ib = 85 A
Ib = 103 A
Ib = 118 A
Figura 31 – Variação da distorção em função da corrente de base – Região 2
59
Variação da corrente de base - Região 3
-1,4
-1,2
-1
-0,8
-0,6
-0,4
-0,2
0
0,2
0,4
0,6
0 50 100 150 200
Distância (mm)
Distorção (mm)
Ib = 85 A
Ib = 103 A
Ib = 118 A
Figura 32 – Variação da distorção em função da corrente de base – Região 3
Verifica-se, através da Figura 30, que a menor corrente de base leva a uma maior
distorção na região 1, início da soldagem. No entanto, pela Figura 31, ao longo do
comprimento da chapa, esta distorção vai diminuindo, passando pelo ponto de
zero e depois ficando positiva (Figura 32). O inverso acontece com os outros dois
corpos-de-prova onde, ao longo do comprimento, a distorção vai aumentando no
sentido negativo, vide Figura 31. Em módulo, a máxima distorção de ambas as
condições não se alterou.
Os valores de energia, para cada condição analisada, são mostrados na tabela a
seguir.
Tabela 6 – Efeitos da corrente de base (Ib) sobre a energia de soldagem
N° CDP Ip (A) Ib (A) PPS LP (ms) (Im) (A) (Um) (V)
(Vs)
(mm/s) (Im * Um)
Energia
(KJ/m)
CDP1 392 85 130 2,6 184 19,8 3,5 3643
1041
CDP2*
392 85 130 2,6 172 19,7 3,5 3388
968
CDP3 392 85 130 2,6 184 20,7 3,5 3809
1088
CDP8*
392 103 130 2,6 190 23,6 3,5 4484
1281
CDP9 392 103 130 2,6 192 23,7 3,5 4550
1300
CDP10*
392 118 130 2,6 194 23,8 3,5 4617
1319
CDP11 392 118 130 2,6 197 23,8 3,5 4689
1340
* Corpos-de-prova que tiveram maior distorção e foram utilizados nas Figuras anteriores.
60
Tabela 7: Análise de Variância fator único. Influência de Ib na energia de soldagem
Fonte da
variação
SQ gl MQ F valor-P F crítico
Entre grupos 133604,6 2 66802,28 34,65742 0,002977 6,944272
Dentro dos
grupos
7710,012 4 1927,503
Total 141314,6 6
Através da equação 10, tem-se:
T = 156,46
Diferença entre as médias:
M1-M2 M1-M3 M2-M3
-258,21 -296,98 -38,77
Comparando-se a variação das médias com T, nota-se que para um nível de
significância igual a 5%, a variação nas duas primeiras condições é significativa,
ou seja a energia não permaneceu estatisticamente constante.
Este resultado é bastante interessante, pois mostra que, mesmo aumentando-
se a energia de soldagem, a máxima distorção encontrada na chapa não se
alterou.
4.3 Variação do número de pulsos por segundo (PPS)
Inicialmente foram analisadas 03 situações diferentes para o número de pulsos
(PPS = 115, 130 e 145). Foram soldados 02 corpos-de-prova para cada situação.
Os resultados mostraram que a distorção é da mesma ordem de grandeza para
as duas últimas condições (PPS = 130 e 145). Adicionalmente foi também
estudada a condição com PPS = 100. Os resultados são mostrados a seguir.
61
Variação do número de pulsos - Região 1
-2
-1
0
1
2
3
4
0 50 100 150 200
Distância (mm)
Distorção (mm)
PPS = 100
PPS = 115
PPS = 130
PPS = 145
Figura 33 – Variação da distorção em função do número de pulsos – Região 1
Variação do número de pulsos - Região 2
-5
-4
-3
-2
-1
0
1
2
3
4
0 100 200 300 400
Distância (mm)
Distorção (mm)
PPS = 100
PPS = 115
PPS = 130
PPS = 145
Figura 34 – Variação da distorção em função do número de pulsos – Região 2
62
Variação do número de pulsos - Região 3
-4
-3
-2
-1
0
1
2
0 50 100 150 200
Distância (mm)
Distorção (mm)
PPS = 100
PPS = 115
PPS = 130
PPS = 145
Figura 35 – Variação da distorção em função do número de pulsos – Região 3
Verifica-se que para os maiores valores de PPS (130 e 145) as distorções são
bem próximas. No entanto, na medida em que se diminui a quantidade de pulsos,
a distorção aumenta. Para os valores mais baixos de PPS (100 e 115), ocorrem
as maiores distorções. A máxima distorção nestes dois casos também é
semelhante, em torno de 3,5 a 4 mm (Figura 34).
Os valores de energia, para cada condição analisada, são mostrados na tabela a
seguir.
Tabela 8 – Efeitos do número de pulsos por segundo (PPS) sobre a energia de soldagem
N° CDP Ip (A) Ib (A) PPS LP (ms) (Im) (A) (Um) (V)
(Vs)
(mm/s) (Im * Um)
Energia
(KJ/m)
CDP27 392 85 100 2,6 158 23,5 3,5 3713
1061
CDP28*
392 85 100 2,6 158 23,4 3,5 3697
1056
CDP15 392 85 115 2,6 171 19,5 3,5 3335
953
CDP16*
392 85 115 2,6 170 19,5 3,5 3315
947
CDP1 392 85 130 2,6 184 19,8 3,5 3643
1041
CDP2*
392 85 130 2,6 172 19,7 3,5 3388
968
CDP3 392 85 130 2,6 184 20,7 3,5 3809
1088
CDP13 392 85 145 2,6 193 23,4 3,5 4516
1290
CDP14*
392 85 145 2,6 191 23,2 3,5 4431
1266
* Corpos-de-prova que tiveram maior distorção e foram utilizados nas Figuras anteriores.
63
Tabela 9: Análise de Variância fator único. Influência de PPS na energia de soldagem
Fonte da
variação
SQ gl MQ F valor-P F crítico
Entre grupos 119841,496 3 39947,165 26,1346 0,001754 5,409451
Dentro dos
grupos
7642,58218 5 1528,5164
Total 127484,078 8
Através da equação 10, tem-se:
T = 144,31
Diferença entre as médias:
M1-M2 M1-M3 M1-M4 M2-M3 M2-M4 M3-M4
108,68 26,18 -219,60 -82,49 -328,27 -245,78
Comparando-se a variação das médias com T, nota-se que para um nível
de significância igual a 5%, a variação das médias nas três primeiras condições
(PPS = 100, 115 e 130) não é significante. Porém, quando se comparam estas
condições com a condição de PPS = 145, as variações são significantes. Ou seja,
para a condição PPS = 145 a energia se alterou, e manteve-se constante para as
demais condições.
Este resultado mostra, da mesma forma que no item 4.2, que mesmo a
energia aumentando, a distorção não aumentou. Neste caso, a distorção diminuiu.
4.4 Variação da largura do pulso (LP)
Foram analisadas 03 situações diferentes para a largura do pulso (LP = 2,3 ms,
2,6 ms e 2,9 ms).
Foram soldados 02 corpos-de-prova para cada situação. Os valores das
distorções, para o corpo-de-prova que apresentou maior distorção, são mostrados
nas Figuras a seguir:
64
Variação da Largura do pulso - Região 1
-1,5
-1
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
0 50 100 150 200
Distância (mm)
Distorção (mm)
LP = 2,3 ms
LP = 2,6 ms
LP = 2,9 ms
Figura 36 – Variação da distorção em função da Largura do pulso – Região 1
Variação da largura do pulso - Região 2
-1,5
-1
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
0 100 200 300 400
Distância (mm)
Distorção (mm)
LP = 2,3 ms
LP = 2,6 ms
LP = 2,9 ms
Figura 37– Variação da distorção em função da Largura do pulso – Região 2
65
Variação da Largura do pulso - Região 3
-1
-0,8
-0,6
-0,4
-0,2
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 50 100 150 200
Distância (mm)
Distorção (mm)
LP = 2,3 ms
LP = 2,6 ms
LP = 2,9 ms
Figura 38 – Variação da distorção em função da Largura do pulso – Região 3
É possível notar que aumentando-se a Largura do pulso (LP), a distorção
também aumenta, vide Figuras 36 e 37. A menor distorção ocorreu para LP = 2,3
ms, que permaneceu praticamente constante ao longo do comprimento, vide Figura
37. É possível avaliar também que a máxima distorção ocorreu para LP = 2,9ms, no
início da soldagem, a qual foi diminuindo ao longo do comprimento, passando por
um ponto de zero. Para o caso de 2,6 ms, a distorção inicial é negativa e tende
também para zero, conforme mostrado na Figura 37.
Os valores de energia, para cada condição analisada, são mostrados na
tabela a seguir.
Tabela 10 – Efeitos da largura do pulso (LP) sobre a energia de soldagem
N° CDP Ip (A) Ib (A) PPS LP (ms) (Im) (A)
(Um)
(V)
(Vs)
(mm/s)
(Im *
Um)
Energia
(KJ/m)
CDP17 392 85 130 2,3 172 19,4 3,5 3337
953
CDP18*
392 85 130 2,3 169 19,6 3,5 3312
946
CDP1 392 85 130 2,6 184 19,8 3,5 3643
1041
CDP2*
392 85 130 2,6 172 19,7 3,5 3388
968
CDP3 392 85 130 2,6 184 20,7 3,5 3809
1088
CDP19 392 85 130 2,9 194 21,7 3,5 4210
1203
CDP20 392 85 130 2,9 193 22,8 3,5 4400
1257
CDP29*
392 85 130 2,9 191 26,7 3,5 5100
1457
CDP30 392 85 130 2,9 191 26,1 3,5 4985
1424
66
* Corpos-de-prova que tiveram maior distorção e foram utilizados nas Figuras anteriores.
Tabela 11: Análise de Variância fator único. Influência de LP na energia de soldagem
Fonte da
variação
SQ gl MQ F valor-P F crítico
Entre grupos 258981,5732 2 129490,8 14,45706 0,005075 5,143253
Dentro dos
grupos 53741,54422 6 8956,924
Total 312723,1175 8
Através da equação 10, tem-se:
T = 290,44
Diferença entre as médias:
M1-M2 M1-M3 M2-M3
-82,53 -385,47 -302,94
Comparando-se a variação das médias com T, nota-se que para um nível de
significância igual a 5%, a variação nas duas primeiras condições não é significativa,
mas para a última condição, houve variação. Ou seja, a energia permaneceu
estatisticamente constante para LP = 2,3 e 2,6 ms, mas variou para a condição LP =
2,9 ms.
É possível afirmar, de acordo com os dados, que aumentando-se a largura de
pulso, a distorção também aumenta. No entanto, além da influência da largura de
pulso, há a influência da energia de soldagem, para a condição 2,9 ms. Neste caso,
aumentou-se a energia introduzida e a distorção também aumentou.
O principal objetivo deste trabalho foi avaliar a influência de cada parâmetro
de pulso na distorção angular. Através das Figuras e tabelas anteriores pôde-se
constatar que a distorção ora se propagava no sentido negativo, ora no sentido
positivo. Além disso, em alguns casos, mesmo a máxima distorção estando próxima,
em módulo, para as condições analisadas, ela não ocorreu nas mesmas regiões,
vide Figura 31, como exemplo. Pôde-se constatar que em todos os casos
apareceram deformações complexas, como mostram as Figuras 28, 31, 34 e 37, que
correspondem à região 2, paralela ao cordão de solda, ao longo do comprimento da
chapa. Os fenômenos indicaram flexão e distorção devido à flambagem.
67
A tabela 12 a seguir mostra as condições para os quais a distorção absoluta
(maior valor – menor valor) foram máxima e mínima na região 2.
Tabela 12: Análise da distorção absoluta (Região 2)
Parâmetro
Maior Distorção
absoluta (mm)
Menor Distorção
absoluta (mm)
Diferença (mm)
Corrente de pico (Ip)
Ip = 410 A (1,85) Ip = 392 A (1,04) 0,81
Corrente de base (Ib)
Ib = 85 A (1,04) Ib = 118 A (0,82) 0,22
Pulsos por segundo (PPS)
PPS = 115 (2,72) PPS = 145 (0,34) 2,38
Largura do pulso (LP)
LP = 2,9 ms (2,54) LP = 2,3 ms (0,3) 2,24
A tabela 12 mostra, que em termos de distorção absoluta, a variável que mais
influencia na distorção angular é o número de pulsos por segundo (PPS), seguida da
largura do pulso (LP), corrente de pico (Ip) e corrente de base (Ib).
Resultados do ensaio de tração
Os dados encontrados no do ensaio de tração são mostrados na tabela 13, a
seguir.
68
Tabela 13: Resultados do ensaio de tração
Os resultados da tabela acima mostram uma uniformidade dos dados,
indicando que, após o processo de soldagem, durante o resfriamento, houve um
recozimento do metal e as propriedades mecânicas, tanto no metal base, quanto na
ZTA, possuem, agora, a mesma ordem de grandeza.
Além das tensões residuais provenientes dos processos de fabricação para
preparação dos corpos-de-prova, uma dificuldade adicional encontrada foi o
encruamento H-34 na liga 5052.
Conforme citado no Capítulo 2, item 2.6, o encruamento do metal tende a
diminuir ou mesmo desaparecer com o aquecimento do material, ou seja, ligas não-
69
tratáveis termicamente têm suas propriedades mecânicas deterioradas quando
submetidas à soldagem, conforme ilustra a Figura 16.
A idéia deste trabalho foi estudar uma liga de alumínio, Al 5052 H34, que é
utilizada em algumas máquinas da empresa Máquinas Agrícolas JACTO S/A, onde
houve a necessidade de se conhecer as distorções, principalmente para evitar
problemas de montagem e falhas pré-maturas em campo.
A aplicação da empresa exige uma liga com encruamento H34, porém, é
possível que este encruamento tenha influenciado fortemente os resultados deste
trabalho, principalmente devido às grandes variações nas propriedades mecânicas
que podem ocorrer em neste tipo de liga durante o processo de soldagem.
Por último, a quantidade de material depositado pode ter influenciado na
distorção do alumínio, durante o resfriamento da chapa (contração), aliado ainda ao
peso do material, já que a chapa utilizada é consideravelmente larga (180mm x
8mm) e encontrava-se em balanço.
70
CAPÍTULO V
CONCLUSÕES
Ao final deste trabalho, é possível concluir que para a soldagem de uma liga
de alumínio-magnésio 5052 H34:
a) A distorção angular ao final da soldagem pode ser positiva ou negativa em
relação a um plano padrão;
b) Aumentando-se a corrente de pico, a distorção angular aumenta;
c) Variando-se a corrente de base, os valores máximos de distorção
encontrados, estão muito próximos para as condições analisadas;
d) Aumentando-se o número de pulsos, a distorção angular diminui;
e) Aumentando-se a largura do pulso, a distorção angular aumenta;
f) Em termos de distorção absoluta, o número de pulsos por segundo (PPS) é
a variável que mais influencia na distorção angular, seguida da largura do pulso
(LP), corrente de pico (Ip) e corrente de base (Ib).
71
CAPÍTULO VI
PROPOSTAS PARA TRABALHOS FUTUROS
A fim de complementar este trabalho e aumentar o conhecimento sobre o
fenômeno da distorção, são sugeridas as seguintes propostas de trabalho futuros:
1) Investigar a influência dos parâmetros de pulso na distorção angular, utilizando a
soldagem MIG pulsada, de uma liga de alumínio 5052 sem encruamento e de outros
metais;
2) Comparar a distorção obtida na soldagem MIG pulsada com a soldagem MIG
convencional;
3) Simular computacionalmente a distorção angular do alumínio e de outros metais.
72
CAPÍTULO VII
REFERÊNCIAS
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