Pontifícia Universidade Católica de Minas Gerais
Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica
Dissertação de Mestrado
“ESTUDO DO CICLO TÉRMICO DA
SOLDAGEM DE TOPO DO AÇO
INOXIDÁVEL FERRÍTICO AISI 409”
Renata Umbelino Rêgo
Dissertação a ser apresentada ao Departamento de
Engenharia Mecânica da PUC Minas como parte dos
requisitos para obtenção do título de MESTRE EM
CIÊNCIAS EM ENGENHARIA MECÂNICA.
ORIENTADOR: Prof. José Rubens Gonçalves Carneiro, Dr.
Banca Examinadora:
Prof. José Rubens Gonçalves Carneiro, Dr. – PUC Minas – Orientador
Prof. Paulo José Modenesi, Dr. - UFMG – Examinador Externo
Prof. Denílson Laudares Rodrigues, Dr. – PUC Minas – Examinador Interno
Prof. Rudolf Huebner, Dr. – PUC Minas – Examinador Interno
Belo Horizonte, 09 de novembro de 2005
Livros Grátis
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Milhares de livros grátis para download.
Ao Carlo, Thaís, Dea, Tarcisio, Flavinho e
Cibelle pela compreensão e paciência pela
ausência nos momentos de dedicação aos
estudos.
AGRADECIMENTOS
Ao amigo Pedro Paiva Brito pela inestimável dedicação e comprometimento.
Ao amigo e orientador José Rubens, pelo incentivo, dedicação e espírito
acadêmico.
Ao meu pai Attenister e ao meu irmão Tarcisio Flávio pelo o apoio e colaboração
no desenvolvimento deste trabalho.
À minha mãe Dea e minha irmã Cibelle, pelo apoio e dedicação nos momentos
difíceis.
Ao Carlo, meu esposo, pela paciência e incentivo nas horas difíceis.
Aos amigos Ulisses, Flávio Mauricio, Márcio José e Eudes Weber pelo
comprometimento e boa vontade em ajudar.
A Rose e a Áurea pelo incentivo e apoio.
Ao Marcio Rangel e Ronaldo Café pela dedicação e boa vontade em ajudar.
Aos funcionários da oficina, ao Paulinho e ao Wilson, Tarcisio José, René Daré,
Anderson e Donato Vitelli, pessoas que de várias formas participaram da
elaboração deste trabalho.
RESUMO
Este trabalho objetiva a modelagem do ciclo térmico durante o processo de
soldagem de topo do aço AISI 409. Na automação, foi utilizado um software de
aquisição,
controle
e
supervisão,
termopares,
fontes
de
alimentação,
transformador para controle de pré-aquecimento e uma válvula reguladora para
controle da pressão. Foi estudada a influência da temperatura de préaquecimento e a aplicação de nitrogênio na junta soldada de um aço AISI 409 na
evolução da temperatura versus tempo do processo de soldagem. Alguns
modelos existentes na literatura foram testados para verificar o ajuste na
modelagem do ciclo térmico.
III
ABSTRACT
The objective of this work is the mathematical modeling of the temperature
distribution during butt welding of AISI 409 stainless steel sheets. The automation
involved the following items: acquisition, control and supervision software,
thermocouples, power sources, transformer for pre-heating control and a pressure
regulating valve for pressure control. The influence of pre-heating temperature and
application of nitrogen to the welded joint of AISI 409 steel on the temperature
evolution was studied. Some models were tested in order to verify the temperature
cycles.
IV
Sumário
Lista de Figuras.................................................................................................. VII
Lista de Tabelas ................................................................................................ XIII
Nomenclatura .................................................................................................... XVI
Capítulo 1 - Introdução .........................................................................................1
1.1 - Motivação .............................................................................................1
1.2 - Objetivos ..............................................................................................4
1.3 - Estado da Arte......................................................................................4
1.4 - Escopo da Proposta .............................................................................5
Capitulo 2 - Revisão Bibliográfica .......................................................................7
2.1 - Aços Inoxidáveis...................................................................................7
2.1.1 - Aço Inoxidável Ferrítico .................................................................9
2.1.2 - Soldabilidade do Aço Inoxidável Ferrítico ...................................10
2.2 - O Processo de Soldagem...................................................................12
2.2.1 - Soldagem por Resistência ......................................................13
2.2.2 - Soldagem por Indução de Alta Frequência .............................15
2.3 - Máquina de Soldagem por Pontos .....................................................18
2.3.1 O Transformador da Máquina de Solda a Pontos .....................19
2.3.1.1 - Teste a vazio..................................................................21
2.3.1.2 - Teste em curto-circuito ..................................................24
2.4 - Resistência de Contato ......................................................................26
2.5 - O Calor na Soldagem .........................................................................31
Capitulo 3 - Metodologia Experimental .............................................................43
3.1 - Materiais e Métodos Experimentais .................................................43
3.2 - Mensuração da Temperatura ...........................................................49
V
3.3 - O Sistema de injeção de gás............................................................53
3.4 - Sistema para Controle de pré-aquecimento .....................................57
3.5 - O software de Supervisão ................................................................59
3.6 - Características da Placa de Aquisição de Dados .............................65
3.7 - Diagrama de Ligações......................................................................66
3.8 - Montagem Final................................................................................66
3.9 - Ensaio Metalográfico dos Corpos-de-Prova ......................................69
Capitulo 4 - Discussão e Análise dos Resultados............................................71
4.1 - Calibração dos Termopares e do Manômetro ....................................71
4.2 - Características Elétricas da Máquina de Solda por pontos ................71
4.3 - Experimentos......................................................................................80
Capítulo 5 - Conclusões....................................................................................122
5.1 - Sugestões para Trabalhos Futuros ..................................................123
Apêndice A - Curvas Teóricas/Experimentais ................................................124
Apêndice B - Planilha de Ligações ..................................................................131
Apêndice C - Fonte Tiristorizada .....................................................................133
Apêndice D - Sensores de Temperatura..........................................................138
Apêndice E - Amplificadores de Sinal .............................................................142
Referências Bibliográficas ...............................................................................144
VI
LISTA DE FIGURAS
Figura 1.1 Produção brasileira de aços inoxidáveis longos e planos, em toneladas
(Núcleo Inox, 2005).............................................................................03
Figura 1.2 Consumo aparente de aços inoxidáveis longos e planos no Brasil, em
toneladas (Núcleo Inox, 2005)............................................................03
Figura 2.1 Camada passiva nos aços inoxidáveis (Núcleo Inox, 2005)................08
Figura 2.2 Crescimento de grão em aço inoxidável ferrítico, de acordo com a
temperatura de tratamento: (a) sem nióbio e (b) com 0,6% de Nb e
0,08% de (C+N) (Modenesi, 2001).....................................................11
Figura 2.3 Soldagem por indução de alta freqüência de tubos indicando os
principais componentes do processo (Santana, 2003).......................17
Figura 2.4 Representação dos principais componentes de um transformador
monofásico (Martignoni, 1973)...........................................................20
Figura 2.5 Circuito equivalente referido ao lado primário obtido no teste a vazio.22
Figura 2.6 Circuito equivalente referido ao lado primário obtido no teste em curtocircuito.................................................................................................25
Figura 2.7 Diagrama vetorial entre a resistência equivalente, reatância
equivalente e impedância equivalente................................................25
Figura 2.8 Esquema das resistências elétricas na soldagem por resistência a
ponto (Wainer et al, 1992)..................................................................27
Figura 2.9 Resistência dinâmica medida durante a soldagem por pontos e
modelada por elementos finitos (Na e Park, 1996)............................30
Figura 2.10 Ciclo térmico esquemático de soldagem (Marques, 1991)................30
VII
Figura 2.11 Diagrama esquemático mostrando diferentes alterações que
ocorrem em um ponto na zona fundida da solda de um aço baixo
carbono (Marques, 1991)....................................................................33
Figura 2.12 Distribuição da temperatura na soldagem por pontos (Wainer et al,
1992)...................................................................................................35
Figura 2.13 Modelo para o estudo da condução de calor unidirecional (Grong,
1994)...................................................................................................39
Figura 3.1 Dimensões dos corpos-de-prova de aço inoxidável AISI 409,
utilizados nos experimentos................................................................44
Figura 3.2 Máquina de solda a ponto utilizada nos experimentos, evidenciando o
sistema de garras de fixação..............................................................44
Figura 3.3 Circuito elétrico utilizado para realização dos testes a vazio da
máquina de soldagem e obtenção dos oscilogramas da tensão e
corrente primária nas derivações 1 e 2...............................................46
Figura 3.4 Circuito elétrico utilizado no teste curto circuito da máquina de
soldagem e obtenção dos oscilogramas da tensão e corrente primária
para as derivações 1 e 2.....................................................................48
Figura 3.5 Esquema do posicionamento dos termopares no corpo-de-prova e
garras de fixação das chapas.............................................................50
Figura 3.6 Esquema do posicionamento dos termopares no corpo-de-prova e
garras de fixação das chapas, durante os experimentos....................50
Figura 3.7 Ligação dos termopares à placa condicionadora e à placa de aquisição
de dados..............................................................................................52
Figura 3.8 Esquema de ligação do sistema de injeção de gás na junta...............54
Figura 3.9 Vista lateral da peça para adaptação da válvula reguladora de
pressão no cilindro de gás..................................................................54
VIII
Figura 3.10 Diagrama esquemático das ligações para obtenção do sinal de
pressão na interface............................................................................56
Figura 3.11 Montagem do transformador do sistema de pré-aquecimento...........58
Figura 3.12 Curva de indução típica de um transformador..................................58
Figura 3.13 Sistema de controle e gerenciamento da máquina de solda..............61
Figura 3.14 Fluxograma do Processo....................................................................62
Figura 3.15 Esquema geral do circuito de alimentação da máquina de solda......67
Figura 3.16 Vista do sistema de adição de gás no processo de soldagem...........67
Figura 3.17 Vista interna do painel de alimentação e controle do processo..........68
Figura 3.18 Vista do sistema de adição de gás no processo de soldagem...........68
Figura 4.1 Curva de calibração obtida para conversão do sinal de tensão, obtido
pelo sistema de aquisição de dados, em temperatura (°C)................72
Figura 4.2 Curva de calibração obtida para conversão do sinal de tensão, obtido
pelo sistema de aquisição de dados, em pressão (Bar).....................72
Figura 4.3 (a) Oscilograma de tensão e corrente do primário obtido através de
ensaio a vazio, para a derivação 1.....................................................74
Figura 4.3 (b) Oscilograma de tensão e corrente do primário obtido através de
ensaio a vazio, para a derivação 2......................................................74
Figura 4.4 Curva da tensão versus corrente para o tap4.......................................77
Figura 4.5 (a) Oscilograma de tensão e corrente do primário obtido através de
ensaio a vazio, para a derivação 1......................................................79
Figura 4.5 (b) Oscilograma de tensão e corrente do primário obtido através de
ensaio a vazio, para a derivação 2......................................................79
Figura 4.6 Diagrama de Equilíbrio F-C-12%Cr (Santos Pereira, 2001).................82
IX
Figura 4.7 Deslocamento da linha de separação dos campos de austenita.......82
Figura 4.8 Evolução da tensão eficaz, para um tempo de 8,18 s.......................84
Figura 4.9 Evolução da corrente eficaz, para um tempo de 8,18s .....................84
Figura 4.10 Evolução da resistência dinâmica, para um tempo de 8,18s...........85
Figura 4.11 Vista da junta soldada, evidenciando a presença de óxido................85
Figura 4.12 Evolução da resistência dinâmica com o tempo, para um tempo de
máquina ligada de 6s, temperatura de pré-aquecimento de 300°C e
freqüência de amostragem de 1kHz para o aquecimento...................87
Figura 4.13 Evolução da temperatura versus tempo de soldagem, sem adição de
gás e tempos de soldagem de: (a) 3,59, (b) 4,28 e (c) 5,08s.............88
Figura 4.14 Evolução da temperatura versus tempo de soldagem, sem adição de
gás e tempos de soldagem de: (d) 6,48, (e) 7,59 e (f) 8,18................89
Figura 4.15 Evolução das temperaturas de pico x tempo, sem adição de gás......90
Figura 4.16 Curva teórica e experimental, para um tempo de soldagem de 8
segundos, rendimento de 100% e distância de 7mm para as
condições (a) sem adição de gás e (b) com vazão de 15l/min...........93
Figura 4.17 Curva teórica e experimental, para um tempo de soldagem de 8s,
rendimento de 33% e distância de 7mm para as condições (a) sem
adição de gás e (b) com vazão de 15l/min..........................................95
Figura 4.18 Evolução de P1 versus tempo, para as distâncias da linha de solda de
3, 5 e 7mm..........................................................................................97
Figura 4.19 Evolução de P2, em função das distâncias, para cada tempo de
soldagem.............................................................................................97
.
X
Figura 4.20 Curvas de aquecimento experimentais e modeladas para as
distâncias de 3, 5 e 7mm da linha de soldagem com o tempo de
soldagem de 3,5s, sem adição de gás................................................99
Figura 4.21 Curvas de aquecimento experimentais e modeladas para as
distâncias de 3, 5 e 7mm da linha de soldagem com o tempo de
soldagem de 3,5s, com vazão de gás de 15l/min...............................99
Figura 4.22 Curvas de aquecimento experimentais e modeladas para as
distâncias de 3, 5 e 7mm da linha de soldagem com o tempo de
soldagem de 3,5s, com vazão de gás de 30l/min.............................100
Figura 4.23 Evolução de P1, com o calor gerado durante a soldagem................102
Figura 4.24 Evolução do rendimento com distância a partir da linha de soldagem,
tempos de soldagem de 3,59, 4,28, 5,08, 6,48, 7,28 e 8,18.............104
Figura 4.25 Evolução de P2 versus (y2/4)............................................................104
Figura 4.26 Evolução de A1 em função do tempo de solda para cada distância,
sem adição de gás............................................................................107
Figura 4.27 Evolução de A1 em função do tempo de solda para cada distância,
com vazão de 15l/min.......................................................................107
Figura 4.28 Curva do ciclo térmico, experimental e modelada para a distância de
3 mm para um tempo de soldagem de 4,28.....................................108
Figura 4.29 Curva do ciclo térmico, experimental e modelada para a distância de
5mm para um tempo de soldagem de 4,28......................................108
Figura 4.30 Curva do ciclo térmico, experimental e modelada para a distância de
7mm para um tempo de soldagem de 4,28......................................109
Figura 4.31 Curva do ciclo térmico, experimental e modelada para a distância de 3
mm para um tempo de soldagem de 4,5 e adição de gás com vazão
de 15l/min..........................................................................................111
XI
Figura 4.32 Curva do ciclo térmico, experimental e modelada para a distância de
5 mm para um tempo de soldagem de 4,5 e adição de gás com vazão
de 15l/min..........................................................................................111
Figura 4.33 Curva do ciclo térmico, experimental e modelada para a distância de 7
mm para um tempo de soldagem de 4,5 e adição de gás com vazão
de 15l/min..........................................................................................112
Figura 4.34 Curva do ciclo térmico, com pré-aquecimento de 100ºC, tempo de 8s,
distância de 3mm da linha de soldagem...........................................116
Figura 4.35 Curva do ciclo térmico, com pré-aquecimento de 100ºC, tempo de 8s,
distância de 5mm da linha de soldagem...........................................116
Figura 4.36 Curva do ciclo térmico, com pré-aquecimento de 100ºC, tempo de 8s,
distância de 7mm da linha de soldagem...........................................117
Figura 4.37 Microestrutura do aço inoxidável ferrítico AISI 409 mostrando a
presença de ferrita e “pits” de corrosão. Aumento: 100X Ataque: acido
oxálico 10%.......................................................................................119
Figura 4.38 Macroestrutura após ciclo térmico, segundo a direção do aquecimento
mostrando a linha de soldagem (a), região intermediaria (b) e (c) e
final do aquecimento (d). Aumento:12,5X.........................................120
Figura 4.39 Microestrutura do Material AISI 409 nas regiões distantes de 5 e 7mm
da linha de soldagem. Ataque: Vilela – Aumento:50X......................120
XII
LISTA DE TABELAS
Tabela 1.1 Produção bruta de aço inoxidável no mundo, em milhões de
toneladas..........................................................................................02
Tabela 2.1 Perdas estimadas por convecção e radiação, para diferentes valores
de área de troca de calor e temperatura superficial (Yeung e
Thornton, 1999)................................................................................37
Tabela 3.1 Corrente nominal para quatro derivações da máquina de soldagem..43
Tabela 3.2 Características dos instrumentos utilizados no teste a vazio..............45
Tabela 3.3 Características dos termopares...........................................................49
Tabela 3.4 Características técnicas do medidor de pressão.................................53
Tabela 3.5 Características da placa de aquisição de dados utilizada para a
aquisição de dados e controle da máquina de solda por pontos....65
Tabela 4.1 Valores experimentais obtidos para o teste à vazio, para as
derivações 1 e 2...............................................................................73
Tabela 4.2 Valores da resistência (rm), reatância (Xm), indutância (Lm) e
impedância (Zm) de magnetização, ângulo φ0(o), cosφ0, senφ0 para
as derivações 1 e 2..........................................................................75
Tabela 4.3 Valores da relação de transformação para as derivações 1 e 2..........75
Tabela 4.4 Valores experimentais obtidos para o teste a vazio, para as
derivações 1 ,2,3 e 4........................................................................76
Tabela 4.5 Valores experimentais obtidos para o teste curto circuito, para as
derivações 1 e 2...............................................................................76
XIII
Tabela 4.6 Valores da resistência equivalente (Req), reatância equivalente (Xeq),
impedância equivalente (Zeq), ângulo φ0(o), cosφ0 e senφ0 para as
derivações 1 e 2...............................................................................78
Tabela 4.7 Valores experimentais obtidos para o teste curto circuito, para as
derivações 1,2,3 e 4.........................................................................78
Tabela 4.8 Análise química do aço inoxidável ferrítico AISI 409 em percentagem
em peso............................................................................................81
Tabela 4.9 Parâmetros utilizados na aplicação da solução de Grong (Grong, 1994)
para o modelo de Rosenthal (Rosenthal, 1935)...............................92
Tabela 4.10 Velocidade de resfriamento em °C/s para os tempos de máquina
ligada de 6,48, 7,59 e 8,18s para às distâncias de 3, 5 e 7mm, sem
adição de gás.................................................................................105
Tabela 4.11 Velocidade de resfriamento em °C/s para os tempos de máquina
ligada de 8s para às distâncias de 3, 5 e 7mm, com vazão de
15l/min............................................................................................105
Tabela 4.12 Velocidade de resfriamento em °C/s para os tempos de máquina
ligada de 8s para às distâncias de 3, 5 e 7mm, com vazão de
30l/min............................................................................................106
Tabela 4.13 Valores de A2 enontrados................................................................110
Tabela 4.13 Erro encontrado para os ensaios se adição de gás, para os diversos
tempos de soldagem e distâncias de 3, 5 e 7mm..........................113
Tabela 4.14 Erro encontrado para os ensaios com vazão de 15l/min, para os
diversos tempos de soldagem e distâncias de 3, 5 e 7mm............114
Tabela 4.15 Erro encontrado para os ensaios com vazão de 30l/min, para os
diversos tempos de soldagem e distâncias de 3, 5 e 7mm............114
XIV
Tabela 4.16 Taxa de resfriamento, sem adição de gás, para um tempo de
soldagem de 8s, distância de 3, 5 e 7mm e temperaturas de préaquecimento de 0, 100, 200 e 300ºC.............................................115
Tabela 4.17 Taxa de resfriamento, com vazão de 15l/min, para um tempo de
soldagem de 8s, distância de 3, 5 e 7mm e temperaturas de préaquecimento de 0, 100, 200 e 300ºC.............................................118
Tabela 4.18 Taxa de resfriamento, com vazão de 30l/min, para um tempo de
soldagem de 8s, distância de 3, 5 e 7mm e temperaturas de préaquecimento de 0, 100, 200 e 300ºC.............................................118
XV
NOMENCLATURA
A1
= Parâmetro de ajuste do resfriamento
A2
= Parâmetro de ajuste do resfriamento
Ac
= Área da secção reta do condutor (m2)
b
= Parâmetro de dissipação de calor
B
= indução (Gauss);
c
= Calor específico (J/(Kg.K)
Ca
= Fração da área de contato
cosφ = Fator de potência (º)
cosφ0 = Fator de potência à vazio (º)
E
= Calor gerado na junta (J)
e
= Espessura de penetração da corrente (m)
Es
= Energia de soldagem (J)
f
= Freqüência de corrente (Hz)
G
= Condutância elétrica (m-1. Ω−1)
g
= Dobro da espessura das chapas soldadas (m)
h
= Coeficiente de transferência de calor por convecção (W/(m2.K))
XVI
I
= Corrente eficaz de Soldagem (A)
I0
= Corrente a vazio (A)
I1
= Corrente do primário (A)
I2
= Corrente do secundário (A)
Ic
= Corrente sobre corpo de prova (A)
Icc
= Corrente curto-circuito (A)
Im
= Corrente de Magnetização (A)
Ip
= Corrente de Magnetização (A)
k
= Condutividade térmica (W/(m.K))
k1
= Constante
k2
= Constante
k3
= Constante
K3
= Constante
Lc
= Comprimento do condutor (m)
Lm
= Impedãncia de magnetização
m
= posição do nodo na direção x (m)
mm
= posição do nodo na direção y (m)
n
= Número de pontos de contato
N
= Relação de transformação.
N1
= Número de espiras do enrolamento primário.
N2
= Número de espiras do enrolamento secundário.
p
= intervalo de tempo (s)
XVII
P1
= Parâmetro de ajuste do aquecimento
P2
= Parâmetro de ajuste do aquecimento
Pe
= Potência elétrica (W)
Q
= Calor transferido às chapas na soldagem (J)
q0
= Calor fornecido pela fonte de soldagem (J)
q0
= fonte ou sorvedouro de calor (W/m3)
q1
= fonte de calor constante (W/m)
q1(t’) = calor fornecido pela fonte (W/m)
Qc
= taxa de transferência de calor por convecção (W)
Qr
= taxa de transferência de calor por radiação (W)
R
= Resistência elétrica (Ω)
R1
= resistência de contato entre o eletrodo superior e a peça superior (Ω)
R2
= resistência da peça superior (Ω)
R3
= resistência de contato entre a peça superior e inferior (Ω)
R4
= resistência da peça inferior (Ω)
R5
= resistência de contato entre o eletrodo inferior e a peça inferior (Ω)
Req
= Resistência equivalente (Ω)
RG
= resistor de ganho (Ω).
rm
= Resistência de magnetização (Ω)
Rt
= Resistência elétrica total (Ω)
s
= Número de pontos de um intervalo
senφ = Seno do ângulo de defasamento entre a resistência e impedância (º)
XVIII
senφ0 = Seno do ângulo de defasamento entre a resistência de magnetização (º)
T
= Temperatura (ºC)
T'
= Período (ms)
t
= Tempo (s)
T0
= Temperatura inicial (ºC)
Ta
= temperatura ambiente (ºC)
Tc
= temperatura crítica (ºC);
TP
= temperatura de pico (ºC);
Tp
= temperatura indicada/calculada do padrão (ºC);
Ts
= temperatura superficial da chapa (oC)
V
= Tensão elétrica (V)
v0
= Velocidade da fonte (m/s)
V0
= Tensão a vazio (V)
V1
= Tensão primária (V)
V2
= Tensão secundária (V)
Vc
= Tensão sobre corpo de prova (V)
Vcc
= Tensão de curto-circuito (V)
Wcc
= Perdas no teste de curto-circuito (w)
Wo
= Perdas no ferro (W)
XC
= Reatância capacitiva (Ω)
Xeq
= Reatância equivalente (Ω)
XIX
XL
= Reatância indutiva (Ω)
Xm
= Reatância de magnetização (Ω)
y
= Espessura das chapas (m)
Y
= Tensão de escoamento (Pa)
Z
= Impedância (Ω)
Zeq
= Impedância equivalente (Ω)
Zm
= Impedância de magnetização (Ω)
α
= Difusividade Térmica (m2/s)
λ
= Constante de integração, aproximadamente 4/π;
η
= Rendimento térmico (%)
φ
= Ângulo de defasamento (º)
µ
= Permeabilidade magnética (H/m)
ρ
= Resistividade elétrica (m. Ω)
σ
= constante de Stefan-Boltzmann (5,67*10-8W/m2k4)
ε
= emissividade
γ
= constante de Euler
∆Dp = instabilidade temporal do padrão (“drift”);
∆Vp = correção do voltímetro na medição do padrão (V);
∆Rp
= correção do ponto de referência na medição do padrão;
∆Vm
= correção do voltímetro na correção do mensurando (V);
XX
∆Rm
= correção do ponto de referência do mensurando;
∆Cm
= correção devida ao cabo de compensação (V);
∆F
= não uniformidade da temperatura do forno.
∆P
= correção do padrão;
ρ1
= massa específica do material (kg/m3)
XXI
Capítulo 1
INTRODUÇÃO
1.1 – Motivação
Os aços inoxidáveis são bastante utilizados pela indústria automobilística em
sistemas de exaustão. Isso se explica pelo fato destes aços possuírem maior
resistência à corrosão em altas temperaturas. O aumento do uso de aços
inoxidáveis na indústria automobilística deve-se às mudanças na legislação de
diversos países, que impõem o uso de catalisadores (Barteri et al, 1999). Estes
aços são utilizados com mais freqüência nas peças que estão entre o motor e o
catalisador, uma vez que qualquer processo de corrosão que se inicie antes do
catalisador pode gerar resíduos que ficarão aderidos à superfície do corpo
catalítico e diminuir a eficiência da catálise (Baptista, 2002).
As características mais importantes para os aços que compõem o sistema de
exaustão são soldabilidade, conformabilidade, resistência à corrosão e mecânica
à altas temperaturas. Além disso, devido à acirrada competição entre fabricantes
de veículos, o baixo custo se tornou um dos principais requerimentos para a
utilização de materiais. Assim, o uso de aços inoxidáveis de baixo custo (como o
ferrítico) vem aumentando, incentivando o desenvolvimento em sua performance
(Barteri et al, 1999).
Os aços inoxidáveis ferríticos com baixos teores de cromo são de boa resistência
à corrosão, boa tenacidade e possuem bom desempenho à altas temperaturas.
1
Capítulo 1 – Introdução
2
A produção mundial bruta de aço inoxidável cresceu 6,7% em 2004 alcançando
24,350 milhões de toneladas métricas no ano (Núcleo Inox, 2005). A Tabela 1.1
mostra a produção bruta de aço inoxidável no mundo.
Tabela 1.1 – Produção bruta de aço inoxidável no mundo, em milhões de
toneladas.
Região
Ano
2001
2002
2003
2004
Europa Ocidental/Africa
8,210
8,628
9,055
9,650
Américas
2,306
2,750
2,851
3,000
Ásia
8,404
9,049
10,645 11,400
Europa/Leste e Central
0,265
0,252
0,277
Total Mundo
0,300
19,185 20,679 22,828 24,350
As Figuras 1.1 e 1.2 mostram, respectivamente, a evolução da produção e o
consumo de aços inoxidáveis no Brasil, nos últimos anos. A produção brasileira
representa aproximadamente 13,7% do total produzido nas Américas.
Os aços inoxidáveis ferríticos são utilizados para fabricação de tubos para o
sistema de exaustão, através do processo de soldagem por indução de alta
freqüência. Os equipamentos de soldagem por indução de alta freqüência são
automatizados, compactos e de alto valor agregado (American Welding Society,
1991). A alta produtividade do equipamento, entretanto, torna-o inadequado para
realização de testes de simulação, uma vez que acarreta em desperdício elevado
de matéria-prima, aumentando o custo. Santana et al (Santana, 2003) e Rego
(Rego, 2004) fizeram adaptações em uma máquina de soldagem por pontos, para
simular o processo de soldagem por indução de alta freqüência. No entanto,
foram observadas algumas discrepâncias, especialmente com relação ao tempo
de soldagem que é muito elevado em comparação com o tempo do processo real.
Capítulo 1 – Introdução
3
Figura 1.1 – Produção brasileira de aços inoxidáveis longos e planos, em
toneladas (Núcleo Inox, 2005).
Figura 1.2 – Consumo aparente de aços inoxidáveis longos e planos no Brasil, em
toneladas (Núcleo Inox, 2005).
Capítulo 1 – Introdução
4
Assim, identificou-se a necessidade de realizar novas implementações na
máquina de soldagem, com vistas a se obter uma maior aproximação com o
processo industrial.
1.2 – Objetivos
Os objetivos deste trabalho foram:
-
Controle do processo de liberação de gás e desenvolvimento de um
sistema para controle da temperatura de pré-aquecimento;
-
Obtenção das curvas de temperatura versus tempo para diferentes valores
de vazão (15 e 30 l/min) e temperaturas de pré-aquecimento (25, 100, 200
e 300°C) em distâncias de 3, 5 e 7mm da linha de soldagem;
-
Verificar a validade dos modelos matemáticos existentes na literatura na
quantificação dos ciclos térmicos obtidos experimentalmente.
1.3 – Estado da Arte
Os processos de soldagem vêem sendo cada vez mais automatizados, para tal
faz-se necessário o conhecimento de sensores, sistemas de aquisição de dados e
supervisão além de técnicas de modelagem matemática.
Capítulo 1 – Introdução
5
Para que as variáveis sejam bem controladas, faz-se necessário o conhecimento
do processo e estudo da viabilidade da automação. Para assegurar uma boa
soldagem, o controle e conhecimento do ciclo térmico são fundamentais.
Considerando a inexistência na literatura de um modelo que represente bem o
ciclo térmico do processo de soldagem, observa-se a necessidade de desenvolver
um modelo a partir de dados experimentais.
1.4 – Escopo da Dissertação
O conteúdo deste trabalho envolve, a modelagem matemática do ciclo térmico de
soldagem de topo do aço inoxidável ferrítico 409.
Para a realização deste trabalho foram feitas adaptações ao processo de
liberação de gás com medida de pressão e vazão e levantamento da distribuição
de temperatura em função do tempo na soldagem, por meio de termopares
soldados à chapa, nas distâncias de 3, 5 e 7mm da linha de soldagem, com e
sem adição de gás. Com isso, foram obtidos dados experimentais para a
modelagem matemática do ciclo térmico do processo de soldagem.
O Capítulo 2 se refere a estudos aprofundados realizados em livros e artigos
sobre o aço utilizado, o processo de soldagem, o ciclo térmico e modelos
matemáticos já existentes na literatura.
O Capítulo 3 se refere a toda a metodologia e aparato experimental utilizado para
a realização dos ensaios.
Capítulo 1 – Introdução
6
O Capítulo 4 se refere a todos os resultados obtidos, incluindo gráficos, análises e
modelagem proposta.
O Capítulo 5 se refere às conclusões e proposição de trabalhos futuros.
Capítulo 2
REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 – Aços Inoxidáveis
A corrosão é geralmente entendida como uma destruição parcial ou total de um
material, inclusive um metal ou liga metálica, por via química ou eletroquímica.
Geralmente, a proteção contra a corrosão é feita criando-se sobre a superfície
do metal uma fina película de óxido protetora que separa o metal-base do meio
corrosivo
denominada
camada
passiva.
Essa
camada
aparece
espontaneamente, quando há presença de cromo e oxigênio (Núcleo Inox,
2005). A Figura 2.1 mostra a existência desta película.
Os aços inoxidáveis possuem em sua composição química o cromo, que é
utilizado para conferir propriedades de resistência à corrosão às ligas de ferro.
A velocidade e a extensão do ataque dependem da capacidade oxidante do
meio circundante. Esses meios corrosivos podem ser classificados em
oxidantes, se tendem a tornar passiva uma determinada liga e redutores, se
tendem a destruir sua passividade. Assim sendo o aço inoxidável, que é
adequadamente empregado em um meio oxidante, perde sua utilidade quando
empregado em meios redutores.
7
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
Figura 2.1 –Camada passiva nos aços inoxidáveis (Núcleo Inox, 2003)
8
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
Os aços inoxidáveis podem ser divididos, de acordo com a microestrutura e a
possibilidade de endurecimento por tratamento térmico em martensíticos,
austeníticos, ferríticos e duplex. Os aços martensíticos e ferríticos são ligas
básicas de ferro e cromo, já os austeníticos são formados por uma liga de
ferro-cromo-níquel, mas todos eles constituem um grupo de ligas especiais
desenvolvidas especialmente para resistir à corrosão.
2.1.1 – Aço Inoxidável Ferrítico
Os aços inoxidáveis ferríticos são aços de resistência mecânica mais baixa,
principalmente em altas temperaturas e podem conter até 27% de cromo. Os
aços inoxidáveis ferríticos são ferro-magnéticos, soldáveis, possuem elevada
resistência à corrosão sob tensão, facilmente conformados e mais econômicos,
quando comparados com os aços austeníticos (Núcleo Inox, 2005). O teor de
carbono é baixo, reduzindo a formação de austenita no aquecimento, tornandose dessa forma, aços não endurecíveis por têmpera. São utilizados na
condição de recozido, onde apresentam melhor resistência à corrosão
(Tebecherani, 2003), ou deformados a frio (Chiaverini, 1990).
Os aços inoxidáveis ferríticos podem ter sua tenacidade reduzida associada à
formação da fase σ, entre cerca de 820 e 510ºC, e de fase α’ entre cerca de
550 e 320ºC (Modenesi, 2001).
9
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
2.1.2 – Soldabilidade do Aço Inoxidável Ferrítico
Os principais problemas de soldabildade nos aços inoxidáveis ferríticos são:
perda de ductilidade e tenacidade, sensibilidade à corrosão intergranular e
formação de trincas de solidificação. A perda de tenacidade é associada ao
aumento do tamanho de grão que ocorre durante a soldagem. A Figura 2.2
mostra o efeito da temperatura no tamanho de grão de dois tipos de aços
inoxidáveis ferríticos (Modenesi, 2001). Para reduzir o crescimento de grão,
pode-se utilizar, na composição química, Ti, Nb e V, ou menores energias de
soldagem, obtendo-se, também, uma diminuição na largura da ZTA (Zona
Termicamente Afetada).
Os aços inoxidáveis ferríticos com baixa quantidade de cromo podem
apresentar formação de martensita nos contornos de grão na ZTA, acarretando
em aumento de dureza e diminuição de ductilidade e da tenacidade.
A sensibilização à corrosão intergranular é causada pela precipitação de
carbonetos de cromo nos contornos de grão, causando o empobrecimento de
cromo nas regiões imediatamente adjacentes que apresentam uma diminuição
na resistência à corrosão e geração de martensita (Nishimoto e Ogawa, 1999).
Essa formação de martensita pode ser suprimida através da adição de 0,5% de
titânio e até 1% de nióbio (Castro e Cadenet, 1974).
Os problemas de sensibilização nos aços inoxidáveis ferríticos ocorrem durante
o resfriamento após aquecimento acima de cerca de 925oC, pois são
necessárias maiores temperaturas para solubilizar os elementos intersticiais
(Modenesi, 2001). Um método efetivo de melhorar a resistência à corrosão
intergranular da junta soldada consiste na redução do conteúdo de carbono e
10
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
Figura 2.2 – Crescimento de grão em aço inoxidável ferrítico, de acordo com a
temperatura de tratamento: (a) sem nióbio e (b) com 0,6% de Nb e 0,08% de
(C+N) (Modenesi, 2001).
11
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
nitrogênio do aço, na fixação do carbono e nitrogênio pela adição de Ti e Nb,
além de aquecimento pós-soldagem (Nishimoto e Ogawa, 1999).
2.2 – O Processo de Soldagem
Segundo Houldcroft (Houldcroft, 1979), todo processo de soldagem deve
preencher os seguintes requisitos:
-
Gerar uma quantidade de energia capaz de unir dois materiais, similares
ou não;
-
Remover as contaminações das superfícies a serem unidas;
-
Evitar que o ar atmosférico contamine a região durante a soldagem;
-
Proporcionar algum grau de controle da microestrutura, para que a solda
alcance as propriedades desejadas, sejam elas físicas, químicas ou
mecânicas.
A maioria dos processos de soldagem consiste em aquecer a superfície de
contato de metais de modo a levá-los a um estado de fusão ou plasticidade. A
região onde ocorre a fusão do metal é denominada junta, que se caracteriza
por sua resistência e coesão depois que o metal resfria.
A soldagem se divide basicamente em:
-
Processos por pressão: as peças de metais são forçadas uma contra a
outra pela aplicação de pressão e, ao mesmo tempo, com o
aquecimento ocorre deformação plástica.
12
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
-
Processo por fusão, a área a ser soldada é aquecida por uma fonte
concentrada de calor, levando à fusão localizada do metal, podendo-se
adicionar metal de enchimento na junta. O processo por fusão se
subdivide em soldagem a gás, a arco, soldagem alumino-térmica, entre
outros.
2.2.1 – A soldagem por resistência
A soldagem por resistência compreende um grupo de processos de soldagem
nos quais a união de peças metálicas é produzida em superfícies sobrepostas
ou em contato topo a topo. Na soldagem por resistência, uma corrente elétrica
passa através das faces das peças, que são pressionadas em sua interface de
contato, provocando o aquecimento (efeito Joule) e, em alguns casos, fusão
das peças a serem unidas. A aplicação de pressão entre as peças garante a
continuidade do circuito elétrico e permite a obtenção de soldas com baixo
nível de contaminação, seja pela proteção física da solda, ou pela expulsão da
região contaminada para fora da junta.
A soldagem de topo por resistência é utilizada para unir arames, tubos, anéis, e
tiras de mesma seção transversal. Um bom contato superficial entre as peças é
imprescindível para a obtenção de uma solda isenta de descontinuidade e,
devido a isso, o processo não é utilizado para peças de seção grande ou com
formato complicado e irregular, como, por exemplo, tubos para oleodutos,
gasodutos e trilhos.
13
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
14
A soldagem a ponto por resistência elétrica é um processo de alta velocidade,
fácil operação e grande adaptabilidade à automação (Fonseca e Bracarense,
1999). O processo de soldagem por pontos é largamente empregado na união
de chapas de metal, particularmente na indústria automobilística que prefere o
processo por pontos, devido ao fato de ser de operação simples e de baixo
custo (Cho e Rhee, 2003). Recentemente, têm sido feitas tentativas para
reduzir o número de pontos de solda para aumentar a produtividade (Cho e
Rhee, 2002).
A quantidade de calor gerada (E) por efeito Joule na área de contato dos
elementos é determinada pela Eq. 2.1:
t
E = η∫ RcI2dt
(2.1)
0
onde I = corrente (A);
Rc = resistência do circuito na área de contato (Ω);
t = tempo durante a qual a corrente flui (s);
η = constante, cujo valor é menor ou igual a um, função das perdas de
calor e que varia com as diferentes condições de soldagem e de acordo com os
diversos metais.
As principais variáveis da soldagem por resistência são a corrente, a
resistência elétrica do circuito, o tempo, a força, a forma e o acabamento
superficial nos eletrodos.
O valor da corrente depende da área de contato entre os eletrodos e as peças,
ou entre as peças, do material a ser soldado e da espessura deste.
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
Aumentando-se a intensidade da corrente, pode-se diminuir o tempo de fluxo
desta corrente.
No processo de soldagem por pontos, pode ocorrer expulsão de material com a
formação de rebarba na interface entre os metais soldados. Este efeito
prejudica a qualidade da solda, pois envolve a perda de metal da zona fundida
durante a soldagem, podendo acarretar na formação de descontinuidades na
solda em alguns casos. A formação da rebarba envolve uma interação entre
fatores mecânicos, térmicos e metalúrgicos, além de outros fatores como
morfologia das superfícies, resistência da junta e condutividade térmica
(Senkara et al, 2004).
2.2.2 – Soldagem por Indução de Alta Freqüência
A soldagem por indução de alta freqüência é um processo de soldagem por
deformação pertencente ao segmento de soldagem por resistência elétrica que
utiliza o calor gerado na interface dos materiais obtido através de um fluxo
magnético, de alta freqüência, produzindo circulação de corrente, através do
material, simultaneamente com a aplicação de pressão. A potência necessária
para aquecer o metal de base neste processo é função de diversas variáveis,
tais como espessura da tira, velocidade da tira, ângulo formado pelas bordas
da tira, comprimento das bordas e alinhamento das extremidades da tira (Choi
et al, 2004).
No processo de soldagem por indução de alta freqüência, não há contato direto
entre o indutor e a peça soldada. A corrente é induzida na junta por meio de
15
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
16
uma bobina, e a freqüência da corrente varia usualmente entre 100 e 500kHz
(Rudd, 1957). A Eq. 2.2 mostra a relação entre a espessura (e) ou
profundidade de penetração da corrente induzida e sua freqüência (Scott,
1996).
e=
1
πfµG
(2.2)
onde f = freqüência (Hz);
µ = permeabilidade magnética do metal base;
G = condutividade elétrica do metal base (Ω-1).
Percebe-se que, para freqüências elevadas, tem-se uma pequena penetração
da corrente na peça. Isto constitui uma vantagem do processo, na medida em
que o calor gerado concentra-se em regiões menores e a zona termicamente
afetada obtida é menor. Além disso, o aquecimento localizado do metal base
se traduz em uma grade eficiência do processo (Choi et al, 2004).
A soldagem por alta freqüência é utilizada industrialmente para a fabricação de
tubos. A Figura 2.3 mostra um esquema do arranjo utilizado para esta
finalidade. O tubo se desloca entre os rolos de conformação, que são
responsáveis por aplicar pressão na junta, e a corrente elétrica é induzida
através da bobina. Outro elemento mostrado na Fig. 2.3 é o “impider”.
Ao soldar pelo processo de indução de alta freqüência, é possível que haja
circulação de corrente nas paredes internas do tubo, além das paredes
externas.
Esta corrente circula em paralelo com a corrente de soldagem e pode acarretar
em substanciais perdas de energia nas extremidades da junta.
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
Figura 2.3 – Soldagem por indução de alta freqüência de tubos indicando os
principais componentes do processo (Santana, 2003).
17
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
18
Uma vez que a energia perdida não aquece efetivamente a junta, é necessário
que haja redução da velocidade de soldagem ou aumento da potência, de
modo que a temperatura de soldagem seja alcançada. Para minimizar a perda,
o “impider” é colocado no interior do tubo, próximo à região da solda.
O “impider” aumenta a reatância indutiva do percurso da corrente no interior do
tubo, reduzindo a circulação indesejável da corrente, e possibilitando o
aumento da velocidade de soldagem ou a diminuição da potência.
Os “impiders” são usualmente ferríticos em sua constituição e são geralmente
resfriados de modo a se manterem abaixo do ponto Curie (temperatura em que
ocorre perda de propriedades magnéticas).
2.3 – Máquina de Soldagem por Pontos
O equipamento para soldagem por resistência deve apresentar três sistemas
básicos: elétrico, mecânico e de controle.
O sistema elétrico consiste em uma fonte de energia, conexões e eletrodos. As
máquinas de corrente alternada são do tipo energia direta, sendo que a
corrente de soldagem é fornecida diretamente por um transformador
monofásico.
A máquina de soldagem por pontos possui partes móveis tais como os
eletrodos e os braços. Os eletrodos são feitos de ligas que têm elevada
condutividade térmica e elétrica, geralmente à base de cobre, além de serem
resistentes
à
deformação
e
ao
desgaste,
mesmo
em
temperaturas
relativamente elevadas. A geometria dos eletrodos tem influência na qualidade
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
19
da solda produzida e deve ser otimizada para cada aplicação. O papel dos
eletrodos na soldagem é conduzir a corrente elétrica, aplicar força no local a
ser soldado e dissipar parte do calor gerado durante a soldagem. São
projetados para densidades de corrente entre 800 a 10000A/cm2 e pressões
entre 70 e 400MPa sem se deformar. Não podem formar liga com o metal a ser
soldado. O sistema mecânico consiste de um chassi, que suporta o
transformador e outros componentes dos sistemas elétricos e de controle, e de
um dispositivo para a fixação das peças e aplicação de pressão. O sistema de
controle pode atuar sobre o tempo de soldagem e sobre a ação mecânica da
aplicação da força do eletrodo.
2.3.1 – O Transformador da Máquina de Soldagem a Pontos
A máquina de soldagem a ponto é, em geral, basicamente um transformador
monofásico (Fig. 2.4). Como pode ser observado, este é composto de dois
enrolamentos: o primário e o secundário. Uma aplicação de tensão no primário
gera, através do campo magnético φ, uma tensão e uma corrente no
secundário, que são, respectivamente, a tensão e a corrente de soldagem.
Existe uma relação de transformação entre o primário e o secundário dada pela
Eq. 2.3 (Martignoni, 1973):
I 2 V1 N1
=
=
I1 V2 N 2
(2.3)
onde V1 e V2= tensão primária e secundária, respectivamente (V);
N1 e N2 = número de espiras do primário e secundário, respectivamente;
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
Figura 2.4 – Representação dos principais componentes de um transformador
monofásico (Martignoni, 1973).
20
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
21
Para se obter as características elétricas da máquina são realizados o teste a
vazio e o teste em curto-circuito.
2.3.1.1 – Teste a Vazio
Na operação a vazio é verificado que o enrolamento do primário do
transformador é percorrido por uma corrente de magnetização. Essa corrente
deve figurar no cálculo da corrente do primário da seguinte forma (Eq. 2.4):
I1 = I 2
N2
+ Im
N1
(2.4)
onde I2 = corrente secundária (A);
N1 = número de espiras do primário;
N2 = número de espiras do secundário;
Im = corrente de magnetização (A).
O teste a vazio possibilita determinar a corrente a vazio (I0), as perdas
magnéticas (W0) e o fator de potência a vazio (cos φ0). Os parâmetros elétricos
necessários à elaboração do circuito equivalente a vazio, tais como resistência
de magnetização (rm) e indutância de magnetização (xm), podem então ser
determinados. A Figura 2.5 mostra o circuito equivalente a vazio. A partir da
medição da tensão (V0), da corrente (I0), da potência absorvida (Wo) e das
Eqs. 2.5, 2.6, 2.7, 2.8 e 2.9 determinam-se os parâmetros necessários a
elaboração do circuito equivalente a vazio.
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
Figura 2.5 – Circuito equivalente referido ao lado primário obtido no teste a
vazio.
22
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
23
Fazem parte do circuito equivalente, a reatância de magnetização (Xm), a
resistência de magnetização (rm).
2
V
rm = 1
W0
V1
rm I 0
( 2.6)
V1
I 0 sen φ
( 2.7)
Xm
2πf
( 2.8)
cos φ =
Xm =
( 2.5)
Lm =
Z m = X m + rm
2
2
( 2.9)
onde V0 = tensão a vazio (V);
rm = resistência de magnetização (Ω).
I0 = corrente a vazio (A);
cosφ0 = fator de potência a vazio;
senφ0 = seno do ângulo de defasamento entre a resistência de
magnetização e a reatância de magnetização;
Xm = reatância de magnetização (Ω);
f = freqüencia (Hz);
rm = resistência de magnetização (Ω).
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
24
2.3.1.2 – Teste em curto-circuito
O teste em curto-circuito possibilita a determinação dos parâmetros, resistência
(Req) e reatância (Xeq) equivalentes, necessários à construção do seu circuito
equivalente. As Figuras 2.6 e 2.7 mostram o circuito equivalente em curtocircuito e o diagrama vetorial entre a resistência (Req) e a reatância (Xeq),
impedância (Zeq) equivalentes e o ângulo de defasamento φ.
A partir da obtenção, no teste em curto-circuito, da tensão (Vcc), da corrente
primária (Icc), e das perdas (Wcc), pode-se calcular, através das Eqs. 2.10, 2.11,
2.12 e 2.13, a impedância equivalente (Zeq), o fator de potência (cosφ),
a
resistência (Req) e a reatância (Xeq) equivalentes.
Vcc
I cc
( 2.10)
Wcc
Vcc I cc
( 2.11)
Req = Z eq cos φ
( 2.12)
X eq = Z eq sen φ
( 2.13)
Z eq =
cos φ =
onde Vcc = tensão (V);
Icc = corrente (A);
senφ = seno do ângulo de defasamento entre a resistência equivalente e
a impedância equivalente;
Wcc = perdas no teste de curto-circuito (W).
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
Figura 2.6 – Circuito equivalente referido ao lado primário obtido no teste em
curto-circuito
Figura 2.7 – Diagrama vetorial entre a resistência equivalente, reatância
equivalente e impedância equivalente.
25
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
26
2.4 – Resistência de Contato
A resistência elétrica de todo circuito secundário é importante devido às
elevadas correntes de soldagem. Quando as peças a serem soldadas já estão
unidas mecanicamente através da pressão exercida pelos eletrodos, pode-se
dizer que a resistência entre eletrodos é um conjunto de cinco resistências
elétricas, sendo a resistência total dada pela soma das parciais (Fig. 2.8).
R T = R1 + R 2 + R 3 + R 4 + R 5
(2.14)
onde R1 = resistência de contato entre o eletrodo e a peça superior (Ω);
R2 = resistência da peça superior (Ω);
R3 = resistência de contato entre a peça superior e inferior (Ω);
R4 = resistência da peça inferior (Ω);
R5 = resistência de contato entre o eletrodo inferior e a peça inferior (Ω).
De todas as resistências, R3 é a mais importante, porque é neste local que se
formará o ponto e, conseqüentemente, a geração de calor para ocorrer a fusão
localizada. As resistências R1 e R5 tornam-se importantes nos casos de metais
com pouca resistividade elétrica. Os valores de R1 e R5 devem ser mantidos o
mais baixo possível para evitar excessiva geração de calor na região de
contato eletrodo-peça, bem como aumentar a vida útil do eletrodo.
As resistências R2 e R4 não têm praticamente influência nos estágios iniciais da
soldagem, porém, são importantes nos estágios finais (Wainer et al, 1992).
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
Figura 2.8 – Esquema das resistências elétricas na soldagem por resistência a
ponto (Wainer et al, 1992)
27
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
28
A resistência elétrica de um determinado condutor é dada pela Eq. 2.15:
R=ρ
Lc
Ac
(2.15)
onde ρ = resistividade do material (Ω.m);
L c = comprimento do condutor (m);
A c = área da seção reta do condutor (m2).
A variação da resistência elétrica na soldagem, devido à geração de calor pelo
efeito Joule pela passagem da corrente de soldagem, é um dos fatores mais
importantes na formação da zona fundida. Muitos problemas podem ocorrer na
medida da resistência devido aos elementos de reatância indutiva do circuito
elétrico. Uma maneira de adquirir a resistência de contato sem a influência de
ruídos indutivos é usar o valor eficaz de tensão e de corrente (Cho e Rhee,
2002).
A resistência de contato constitui o ponto de maior resistência elétrica do
circuito secundário no início do processo. Isso é causado pela existência de
filmes de óxidos não condutores e outras partículas na superfície da peça.
Estudos teóricos, complementados com fatores de correção experimentais,
indicam para a resistência de contato, o valor dado pela Eq. 2.16 (Wainer et al,
1992), válida no intervalo de pressão:
R=
0,8Y > P ≥ 0,3Y :
0,85 ρ Y
πnC p
onde ρ= resistividade elétrica dos materiais em contato ( Ω m);
n = número de pontos por unidade de área;
(2.16)
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
29
Cp= fração de área metálica condutora em contato; característica do
estado superficial das peças em contato;
Y = limite de escoamento (kgf/cm2).
Para valores próximos do limite de escoamento, ou mesmo acima dele, a Eq.
2.16 é válida, pois a condutividade aumenta de forma aproximadamente linear
com a pressão. Essa equação não é válida para o alumínio, possivelmente
devido ao óxido que se forma na superfície das chapas (Wainer et al, 1992).
Outro aspecto a ser ressaltado é a variação da resistência com a temperatura,
dada por (Wainer et al, 1992):
R = k 1 exp −k 2 ( T − 30 ) + k 3
(2.17)
onde T = temperatura (oC) e k1 ,k2 e k3 = constantes para cada material;
Na e Park (Na e Park, 1996) discutem a variação da resistência dinâmica
(resistência total) durante o processo de soldagem por pontos. A Figura 2.9
mostra a evolução da resistência dinâmica com o tempo. No começo do
processo, observa-se que há um decréscimo no valor da resistência até que
seja atingido um valor mínimo. Este fenômeno é atribuído à presença de filmes
entre as peças, assim como entre o material e os eletrodos, que são eliminados
nos instantes iniciais da solda. O fato da resistência dinâmica aumentar
gradativamente com o tempo de soldagem é devido ao aumento na
resistividade elétrica dos materiais envolvidos que aumenta com a temperatura.
Por outro lado, à medida que a temperatura cresce, observa-se uma diminuição
na resistência mecânica dos materiais. A partir da Fig. 2.9, pode-se inferir que
o aumento da resistividade elétrica dos materiais configura um efeito dominante
em relação à
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
Figura 2.9 – Resistência dinâmica medida durante a soldagem por pontos e
modelada por elementos finitos (Na e Park, 1996).de óxidos e outras impurezas
existentes na interface dos materiais soldados.
Figura 2.10– Ciclo térmico esquemático de soldagem (Marques, 1991).
30
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
queda na resistência de contato, explicando o aumento observado na
resistência dinâmica.
2.5 – O Calor na Soldagem
O ciclo térmico na soldagem influencia diretamente na estrutura e, portanto,
nas propriedades finais da junta. Ele consiste da etapa de aquecimento do
material, obtenção da máxima temperatura no ciclo e a etapa de resfriamento
gradual. A microestrutura formada na ZTA depende dos seguintes fatores
(Lomozik, 2000):
-
Temperatura máxima do ciclo térmico;
-
Taxa e tempo de resfriamento;
-
Composição química do material soldado.
O ciclo térmico produz na zona termicamente afetada (ZTA) para aços, tanto
durante o aquecimento como durante o resfriamento, várias alterações
estruturais que afetam significativamente as propriedades mecânicas do
material, tais como austenitização, formação e dissolução de carbonetos,
crescimento de grão, etc. A Figura 2.10 mostra aspectos importantes relativos
ao ciclo térmico.
A temperatura de pico (TP), que é a temperatura máxima atingida em um ponto,
diminui com a distância ao centro da solda, e indica a extensão das regiões
afetadas pelo calor de soldagem. O tempo de permanência (tP) refere-se ao
tempo em que um ponto fica submetido a temperaturas superiores a uma
31
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
temperatura mínima para ocorrer uma alteração de interesse, chamada
temperatura crítica (TC).
A velocidade de resfriamento é caracterizada pelo tempo necessário (∆t) para o
ponto resfriar de uma temperatura T1 à outra T2. Usualmente, T1 e T2 são,
respectivamente, 800 e 500oC.
A Figura 2.11 mostra as principais transformações estruturais ocorridas durante
um ciclo térmico na zona fundida de um aço baixo carbono, devido ao processo
de soldagem.
Na ZTA, o aquecimento é realizado a uma temperatura acima da temperatura
crítica, com isso ocorre austenitização do aço, sendo este o ponto de partida
para as transformações posteriores, as quais serão definidas pela velocidade
do resfriamento da junta, levando o material a adquirir diferentes propriedades.
Na fase do aquecimento devem ser consideradas a velocidade de aquecimento
e a temperatura máxima atingida.
Do ponto de vista metalúrgico, é muito importante conhecer os picos de
temperatura e as velocidades de resfriamento a que são submetidos os
materiais em processamento, uma vez que, dessas variáveis, dependerão as
propriedades finais da região processada.
O cômputo desses valores poderá ser efetuado a partir da curva temperatura
versus tempo, uma vez que nela pode-se determinar a máxima temperatura
alcançada e as velocidades de resfriamento em cada instante, no ramo
descendente da curva representativa do ciclo térmico (Figs. 2.10 e 2.11).
32
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
Figura 2.11 – Diagrama esquemático mostrando diferentes alterações que
ocorrem em um ponto na zona fundida da solda de um aço baixo carbono
(Marques, 1991).
33
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
Conforme pode ser observado na Fig. 2.12 (a), cada uma das regiões
numeradas representa um tipo de transformação metalúrgica. Na Figura 2.12
(b) é mostrado um esquema da distribuição de temperatura na soldagem por
pontos. As regiões mostradas nesta figura são:
-
Região 1: região não afetada;
-
Região 2: zona onde se forma ferrita e austenita no aquecimento,
podendo dar, no resfriamento, perlita e martensita, dependendo da
velocidade de resfriamento;
-
Região 3: região de austenitização completa e abaixo da temperatura de
fusão;
-
Região 4: região onde ocorrem as reações no estado sólido, difusão de
carbono e outros elementos;
-
Região 5: zona fundida.
Além dos problemas metalúrgicos causados pelos ciclos térmicos durante a
soldagem, outros fenômenos podem provocar efeitos danosos como a
ocorrência de deformações plásticas e, conseqüentemente, o aparecimento de
tensões residuais na junta soldada e suas adjacências.
Informações sobre o ciclo térmico são necessárias para se quantificar a forma
da solda, largura da ZTA, as propriedades do metal de solda e da ZTA, difusão
e processos termomecânicos, entre outros (Karkhin e Pilipenko, 1996).
34
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
(a)
35
(b)
Figura 2.12 – Distribuição da temperatura na soldagem por pontos (Wainer et
al, 1992).
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
Na maioria dos processos de soldagem o calor é um elemento essencial à
execução de uniões soldadas, mas pode, por outro lado, representar fonte
potencial de problemas devido à sua influência direta nas transformações
metalúrgicas e nos fenômenos mecânicos que ocorrem na zona de solda.
Esses efeitos são conseqüências dos ciclos térmicos e das temperaturas a que
a zona de solda é submetida.
Os fatores mais importantes que devem ser considerados no estudo da
transferência de calor em juntas soldadas são (Wainer et al, 1992):
-
Aporte de energia ou de calor à junta soldada;
-
Rendimento térmico;
-
Distribuição e picos de temperatura (ciclo térmico) durante a soldagem;
-
Tempo de permanência acima dessas temperaturas críticas;
-
Velocidade de resfriamento da zona soldada.
Há uma relação de causa e efeito entre o aporte de energia à junta soldada e o
rendimento térmico e a distribuição de temperatura e tempo de permanência.
Yeung e Thornton (Yeung e Thornton, 1999) mostraram que as perdas de calor
por convecção e radiação não são significativas no caso da soldagem por
pontos, onde a potência empregada para o aquecimento da junta é geralmente
da ordem de kW. A Tabela 2.1 mostra uma estimativa das perdas por
convecção e radiação para diferentes valores de área de troca de calor e
temperatura superficial.
36
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
37
Tabela 2.1 – Perdas estimadas por convecção e radiação, para diferentes
valores de área de troca de calor e temperatura superficial (Yeung e Thornton,
1999).
Temperatura
Área
Perda por Convecção
Perda por Radiação
(K)
(mm2)
(W)
(W)
1018
6,86
0,12
0,41
957
15,04
0,25
0,71
855
22,74
0,32
0,68
651
190,15
1,70
1,86
549
94,24
0,60
0,45
446
127,42
0,49
0,23
Estes valores foram calculados através de uma análise em regime permanente,
usando as Eqs. 2.18 e 2.19 para a convecção e radiação, respectivamente.
Qc = hA(Ts − Ta )
(2.18)
Qr = σεA(Ts 4 − Ta4 )
(2.19)
onde Qc = taxa de transferência de calor por convecção (W);
Qr = taxa de transferência de calor por radiação (W);
h = coeficiente de transferência de calor por convecção (W/m2 oC);
σ = 5,67 x 10-8 W/m2K4(constante de Stefan-Boltzmann);
ε = emissividade;
Ts = temperatura superficial da chapa (oC);
Ta = temperatura ambiente (ºC).
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
38
Estes resultados apontam para um modelo de soldagem que leve em conta
apenas a condução de calor através do sólido, desprezando as perdas de calor
para o ambiente (Yeung e Thornton, 1999).
A condução de calor através de um sólido, no domínio do tempo t, referido a
um sistema cartesiano (x,y,z) pode ser expresso pela equação:
∂T
∂  ∂T  ∂  ∂T  ∂  ∂T 
 +  k
 + q0 = ρ1c
 +  k
k
∂t
∂x  ∂x  ∂y  ∂y  ∂z  ∂z 
(2.20)
onde T = variável representado a temperatura (oC);
t = tempo (s);
k = condutividade térmica (W/(moC));
ρ1 = massa específica (kg/m3);
q0 = fonte ou sorvedouro de calor (Wm3);
c = calor específico do material no estado sólido (J/(kgoC)).
Grong (Grong, 1994) propôs uma solução para este modelo considerando fluxo
unidirecional na direção y (Fig. 2.13). Assim, a Eq. 2.22 se transforma em:
 ∂ 2T 
∂T
= α  2 
∂t
 ∂y 
onde T = temperatura (oC)
t = tempo (s)
α = difusividade térmica (m2/s);
(2.23)
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
Figura 2.13 – Modelo para o estudo da condução de calor unidirecional (Grong,
1994).
39
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
40
cuja solução genérica é dada por:
− y 
T − T0 = 1 / 2 exp

t
4
α
t


B
2
(2.24)
onde T = temperatura (oC);
T0 = temperatura inicial (oC);
t = tempo (s).
O parâmetro B se relaciona com a quantidade total de energia entregue à junta
a partir de um instante inicial sendo calculado através da Eq.2.25.
B=
Q
1
2
2 Aρ1cα π
1
2
(2.25)
onde α = difusividade térmica (m2/s);
A=área (m2);
c = calor específico do material (J/(Kg.K);
ρ1 = massa específica do material (kg/m3);
Entretanto, tem-se que esta energia é igual à potência elétrica dissipada.
Então:
t
Q = η ∫ I 2 Rdt
0
onde η = rendimento térmico;
I = corrente de soldagem (A);
t = tempo de soldagem (s);
(2.26)
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
41
R = resistência elétrica total (Ω);
A difusividade térmica pode ser calculada pela Eq.2.27.
α=
k
ρ1c
(2.27)
onde: k = condutividade térmica (W/(m.K));
ρ1 = massa específica do material (kg/m3);
c = calor específico do material (J/(Kg.K);
Machado (Machado, 2000), define o estado permanente como aquele no qual o
campo de temperaturas, associado à fonte de energia, não varia com o tempo.
Estando a posição da fonte de energia fixa em relação ao sólido, este estado é
denominado estacionário. Este estado estacionário é alcançado apenas
quando tÆ ∞.
Nas condições de estado estacionário, se o corpo perde calor uniformemente,
o resfriamento é dado por (Machado, 2000):
T = T0 ⋅ exp( −bt ) (ºC)
(2.29)
onde T = temperatura (ºC);
T0 é a temperatura inicial do corpo (de pré-aquecimento) (ºC);
t = tempo (s);
b = parâmetro de dissipação de calor através da superfície (1/s)
b é dado por:
b=
2h
(1/s)
gρ1c
(2.30)
Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica
onde h = coeficiente de dissipação de calor através da superfície;
g = espessura da chapa (m);
ρ1 = massa específica do material (kg/m3);
c = calor específico (J/(kgoC)).
As taxas de resfriamento provocadas pela soldagem são elevadas em certas
regiões do metal base e, na maioria dos aços, as transformações de fase mais
importantes ocorrem em intervalos de temperatura entre 800 e 500oC.
42
Capítulo 3
METODOLOGIA EXPERIMENTAL
3.1- Materiais e Métodos Experimentais
Os corpos-de-prova utilizados nos experimentos foram feitos de aço inoxidável
ferrítico AISI 409, na forma de chapa com dimensões 50x20x1,6mm (Figura
3.1). A preparação dos corpos-de-prova foi feita através de corte, seguido do
fresamento da superfície. A Figura 3.2 mostra a máquina utilizada nos
experimentos, isto é, um transformador monofásico, cujo funcionamento é
baseado em fenômenos de mútua indução, presentes entre dois circuitos
isolados eletricamente, porém conectados magneticamente. A máquina de
soldagem por pontos possui em seu enrolamento primário quatro derivações,
cujas correntes nominais, conforme especificação do fabricante, estão
mostradas na Tab. 3.1.
Tabela 3.1 – Corrente nominal para as quatro derivações da máquina de
soldagem.
Derivação
Corrente Nominal (A)
1
30
2
40
3
50
4
60
43
Capítulo 3 – Metodologia Experimental
44
Figura 3.1 – Dimensões dos corpos-de-prova de aço inoxidável AISI 409,
utilizados nos experimentos.
Figura 3.2 – Máquina de soldagem a ponto utilizada nos experimentos,
evidenciando o sistema de garras de fixação.
Capítulo 3 – Metodologia Experimental
45
Santana e Modenesi (Santana, 2002) desenvolveu a parte mecânica desse
equipamento, modificando-o através da inserção de garras, instalação de
célula de carga e temporizador. Foi feita a medição da zona termicamente
afetada pela medida da largura da região oxidada na superfície dos corpos-deprova, sem o conhecimento do ciclo térmico. Rêgo (Rêgo, 2004) desenvolveu a
parte elétrica e eletrônica do equipamento e o projeto do circuito de
alimentação para o controle da corrente e tensão de alimentação da máquina
de soldagem. Foi elaborado, também, um software para obtenção dos dados
de controle do processo de soldagem.
A máquina funcionou sem refrigeração o que provocou um curto no primário,
sendo necessário reenrolar a bobina do transformador. Como resultado,
algumas de suas características elétricas foram alteradas, o que levou a
realização de testes a vazio e curto-circuito para levantar essas novas
características. A Figura 3.3 mostra o circuito montado para a realização do
ensaio a vazio, para obtenção dos valores de corrente total a vazio (I0), tensão
no primário (V0), tensão no secundário (V2), e perdas (W0).
As características dos instrumentos usados estão mostradas na Tab. 3.2.
Tabela 3.2 – Características dos instrumentos utilizados nos testes à vazio e
curto circuito .
Instrumento
Quant
Fabricante Modelo
Tipo
Escala
Digital ------------
Precisão
Osciloscópio
01
Tektronik
TDS220
±0,1%
Voltímetro
01
GOERZ
444322
Analógico
0 a 300V
±0,2%
Amperímetro
01
GOERZ
444352
Analógico
0a5A
±0,2%
Voltímetro
01
Tektronic
PMM914
Digital
Watímetro
01
GOERZ
444383
Analógico
0 a 750W
±0.2%
Varivolt
01
SPT
-------
VME381
--------- ------------
Capítulo 3 – Metodologia Experimental
46
Figura 3.3 – Circuito elétrico utilizado para realização dos testes a vazio da
máquina de soldagem e obtenção dos oscilogramas da tensão e corrente
primária nas derivações 1 e 2.
Capítulo 3 – Metodologia Experimental
47
O teste em curto circuito foi realizado para obter os valores de corrente no
primário (Icc), tensão no primário em curto circuito (Vcc), corrente no secundário
(I) e perdas em curto circuito.
A Figura 3.4 mostra a montagem do circuito para realizar o teste em curto
circuito.
Rêgo (Rêgo, 2004) obteve o perfil térmico da junta e desenvolveu a
modelagem matemática correspondente ao ciclo de aquecimento. As
propriedades mecânicas da junta soldada e a própria qualidade da solda do
aço inoxidável AISI 409 podem depender da taxa de resfriamento durante e
após soldagem.
Como mencionado, os objetivos deste trabalho foram a modelagem
matemática do ciclo térmico durante o processo de soldagem de topo do aço
AISI 409, a automação do processo de liberação de gás de proteção e
desenvolvimento de um sistema de controle da temperatura de préaquecimento nas chapas.
As etapas envolvidas para a se alcançar esses objetivos foram:
•
Projeto e execução de um sistema de pré-aquecimento, composto de um
varivolt e um transformador para controle da temperatura;
•
Adaptações mecânicas de uma válvula reguladora de pressão, uma
válvula solenóide, um medidor de pressão e um medidor de vazão, para
desenvolvimento de um sistema automatizado para controle da vazão e
pressão do gás de proteção durante o processo de soldagem;
•
Elaboração do software para controlar o pré-aquecimento e a abertura
da válvula de liberação do gás no processo de soldagem;
Capítulo 3 – Metodologia Experimental
48
Figura 3.4 – Circuito elétrico utilizado no teste curto circuito da máquina de
soldagem e obtenção dos oscilogramas da tensão e corrente primária para as
derivações 1 e 2.
Capítulo 3 – Metodologia Experimental
•
49
Obtenção das curvas de temperatura, tensão, corrente, pressão do gás
em função do tempo durante o processo de soldagem;
•
Análise metalográfica da junta soldada;
•
Desenvolvimento de um modelo matemático que represente o ciclo
térmico do processo.
3.2 - Mensuração da Temperatura
Após o seu fresamento, as chapas foram fixadas através de parafusos nas
garras de cobre. Os termopares foram soldados às distâncias de 3, 5 e 7mm da
linha de soldagem, através de descarga capacitiva (Figuras 3.5 e 3.6). A
Tabela 3.3 mostra os dados das características dos termopares tipo K
utilizados.
Tabela 3.3 – Características dos termopares
Tipo
Faixa de Temperatura
Limites de Erro
K
0 a 1260ºC
±2,2ºC ou ±0,75%
Este termopar possibilita a medição de temperatura em um intervalo adequado
ao processo de soldagem, no qual se observa temperaturas de pico superiores
a 1000ºC.
Capítulo 3 – Metodologia Experimental
50
Figura 3.5 – Esquema do posicionamento dos termopares no corpo-de-prova e
garras de fixação das chapas.
Figura 3.6 – Esquema do posicionamento dos termopares no corpo-de-prova e
garras de fixação das chapas, durante os experimentos.
Capítulo 3 – Metodologia Experimental
51
Inicialmente, foi necessário calibrar o sistema de medição de temperatura
composto de um termopar (calibrado), um amplificador e uma placa de
aquisição de dados. Utilizou-se para essa calibração um forno tipo mufla,
marca Lavoisier, dotado de um termostato com controle de temperatura e um
termopar. Para a calibração do sistema, valores de temperatura entre 200 e
1000ºC foram colocados no visor do termostato. O termopar calibrado foi
colocado ao lado do termopar do forno.
Após se atingir o equilíbrio térmico nessas diferentes temperaturas foi lida a
indicação da tensão no termopar calibrado, que chegou à placa de aquisição
através de um amplificador de sinal. Como o sinal gerado pelos termopares é
da ordem de 50mV, foi necessária a utilização de amplificadores para adequar
as medidas dos termopares à escala da placa de aquisição de dados que é de
0 a 5V. Foram utilizados amplificadores diferenciais INA 118, montados
segundo o circuito mostrado na Fig. 3.7. O sinal adquirido, assíncrono com
freqüência de 100Hz foi, então, armazenado em um banco de dados no
computador para futuras análises.
A curva de calibração foi construída a partir dos valores de tensão recebidos
pela placa de aquisição versus os valores de temperatura indicados no visor do
termostato.
Para a mensuração de temperatura na chapa soldada, utilizou-se o sistema
descrito acima com os termopares fixados às distâncias de 3, 5 e 7mm da linha
de soldagem e freqüências de amostragem de 10Hz para o resfriamento, 100 e
1000Hz para o aquecimento. Os tempos de soldagem, de máquina ligada,
foram 3, 4, 5, 6, 7, 8 e 9 segundos.
Capítulo 3 – Metodologia Experimental
52
Figura 3.7 – Ligação dos termopares à placa condicionadora e à placa de
aquisição de dados
Capítulo 3 – Metodologia Experimental
53
3.3 – O sistema de injeção de gás de proteção
A Figura 3.8 mostra o sistema de injeção de nitrogênio para a proteção da junta
soldada. O sistema é composto por um cilindro de nitrogênio, válvula
reguladora de pressão (White Martins), válvula solenóide (Festo), manômetro
digital (GULpress 1000-S), medidor de vazão para a medida da vazão (White
Martins).
A Tabela 3.4 mostra as características técnicas do medidor de pressão
utilizado no processo.
Tabela 3.4 – Características técnicas do medidor de pressão
CARACTERÍSTICAS TÉCNICAS
Sinais de saída
4 a 20 mA
Resistência de carga
0 a 1200 ohms p/ 24Vdc
Alimentação
12 a 36 Vdc típica: 24 Vdc
Conexão elétrica
2 fios e terra
Pino 1
+V
Pino 2
-V
Temperatura da operação 0 a 60°C
Temperatura Compensada 0 70°C
Precisão
0,25% do fundo de escala
Sobre pressão admissível 2 X fundo de escala
Conexão de pressão
¼ “ NPT ou BSP: ½ :NPT ou BSP
Peso
0,2 Kg
Invólucro industrial robusto de aço inoxidável AISI 304
Para adaptar a válvula reguladora de pressão no cilindro de gás, foi construída
uma peça em latão, conforme mostrado na Fig. 3.9.
A válvula reguladora fixada ao cilindro foi necessária devido ao fato da pressão
no cilindro ser em torno de 130 Kgf/cm2. Com isso, fez-se necessário regular a
válvula para uma pressão de 3 a 8 Bar, faixa de pressão necessária para a
atuação da solenóide. A válvula solenóide, controlada via supervisório, foi
utilizada para abertura e fechamento do gás.
Capítulo 3 – Metodologia Experimental
54
Válvula Reguladora
de Pressão
Rotâmetro
Mangueira de gás
Válvula
Solenóide
Medidor
de Pressão
Corpo-de-prova
Cilindro de Nitrogênio
Figura 3.8 –Esquema de ligação do sistema de injeção de gás na junta.
Figura 3.9 – Vista lateral da peça para adaptação da válvula reguladora de
pressão no cilindro de gás.
Capítulo 3 – Metodologia Experimental
55
Para a aquisição da pressão durante o processo de soldagem, foi instalado um
manômetro digital entre o medidor de vazão e a válvula solenóide. A Figura
3.10 mostra o diagrama esquemático das ligações do manômetro digital. Esse
medidor trabalha com um sinal de corrente de 4 a 20 mA. Para adquirir a
informação de pressão na interface, foi necessário transformar esse sinal de
corrente em tensão.
Colocou-se um resistor em série com a alimentação (+V), cujo valor foi
calculado através da Eq. 3.1.
V=RIP
(3.1)
onde V = tensão (V);
R = resistência (Ω);
Ip = corrente (A);
Para a tensão máxima de 5 volts na placa e uma corrente de 20 mA, o valor
calculado para a resistência foi de 250Ω. Foi utilizado , então, um resistor de
220Ω.
Para transformar o sinal de tensão em unidade de pressão (bar), foi feita a
calibração do medidor de pressão. Abriu-se o registro do gás e a válvula
solenóide, leu-se o valor de tensão na placa de aquisição e no manômetro
digital, o valor da pressão correspondente em bar. A regulagem de vazão foi
feita no medidor de vazão instalado na linha entre o medidor de pressão e o
corpo-de-prova.
Capítulo 3 – Metodologia Experimental
56
Sinal de tensão
de 0 a 5 volts
220 Ω
Terra
Pino 1
Pino 2
+
-
Figura 3.10 - Diagrama esquemático das ligações para obtenção do sinal de
pressão na interface.
Capítulo 3 – Metodologia Experimental
57
3.4 – Sistema para controle de pré-aquecimento
Para controle de pré-aquecimento no processo de soldagem, foi desenvolvido
um sistema composto por um transformador e um varivolt. O transformador foi
adaptado de acordo com a Figura 3.11 e calculado a partir das Equações (3.2),
(3.3), (3.4), (3.5) e das condições iniciais;
V1 = 220V
V2 = 4V
I1 = ?
I2 = 300A
Espiras do secundário = 1
Para cálculo da potência do transformador foi utilizada a Eq. (3.2) e encontrouse uma potência de 1200 VA.
P = V2 I 2 ⇒ P = 4.300 ⇒ P = 1200VA
(3.2)
Cálculo da corrente no primário:
I1 =
P 1200
=
= 5, 46 A
V1 220
(3.3)
Cálculo do número de espiras do primário:
V1 N1
220 N1
=
⇒
=
⇒ N1 = 55espiras
V2 N 2
4
1
(3.4)
Para o cálculo da secção transversal do núcleo, utilizou-se a curva típica do
transformador para verificar a indução máxima permitida (Figura 3.12) e
verificou-se que deve ser menor que 17.000 Gauss.
Cálculo da área da secção transversal do núcleo (Qs):
Qs >
V .108
220.108
⇒ Qs >
⇒ Qs > 88,32cm 2
4, 44. f .N1.B
4, 44.60.55.17000
(3.5)
Capítulo 3 – Metodologia Experimental
Figura 3.11 – Montagem do transformador do sistema de pré-aquecimento.
Figura 3.12 – Curva de indução típica de um transformador.
58
Capítulo 3 – Metodologia Experimental
59
onde, f= freqüência (Hz);
N1 = número de espiras do primário;
B= indução (Gauss);
Cálculo da secção do fio do primário:
Densidade< 3,5A/mm 2
Corrente no primário
Densidade =
Secção do fio
I
5, 46
Secção do fio > 1 ⇒ Secção do fio >
3,5
3,5
Secção do fio > 1,56mm 2
Ao ligar a máquina de soldagem, ocorreu no transformador do sistema de préaquecimento uma indução, que fez com que fosse necessário curto circuitar
seus terminais, para que a solda fosse efetivada. A corrente de magnetização,
devido a indução magnética em seu núcleo, foi causado pelo fato da indução
ser maior que 17.000 Gauss.
Para pré-aquecimento das chapas, foram utilizadas temperaturas de 100, 200 e
300ºC.
3.5 – O software de supervisão
No sistema de supervisão, desenvolvido em Delphi, foram adquiridos os dados
de pressão do gás, tensão e corrente no corpo-de-prova e temperatura durante
o processo de soldagem. Além da aquisição dos dados, o sistema permite o
controle da temperatura de pré-aquecimento e da solenóide da válvula de
abertura e fechamento do gás de proteção.
Capítulo 3 – Metodologia Experimental
60
O software possui as seguintes opções:
− Escolha do desligamento do gás: por tempo (determinado pelo usuário)
ou por temperatura (determinado por um termopar escolhido, anexado à
junta soldada);
− Definição do tempo de soldagem (duração do período em que a máquina
permanecerá ligada);
− Definição do tempo de aquisição dos dados de temperatura após
desligamento da máquina;
− Opção
de
aplicar
ou
não
pré-aquecimento
(caso
aplique
pré-
aquecimento, o usuário poderá determinar a temperatura de préaquecimento);
− Escolha do canal do termopar que desliga o gás por temperatura e
identifica a temperatura de pré-aquecimento;
− Armazenamento dos dados referentes ao ciclo térmico (os dados são
exportados para o Excel para futuras análises).
A tela do sistema de supervisão e o fluxograma do processo estão nas
Figuras 3.13 e 3.14, respectivamente.
Capítulo 3 – Metodologia Experimental
Figura 3.13 – Sistema de controle e gerenciamento da máquina de soldagem
61
Capítulo 3 – Metodologia Experimental
62
Inicio
Setar endereço da porta
(300)
Definir tempo de
soldagem (T1)
Definir freqüência de
amostragem para o
aquecimento e para o
resfriamento
Definir tempo de
aquisição de dados de
temperatura após
Desligamento do
Gás por tempo?
N
S
Setar temperatura para
desligar o gás (T9)
Setar tempo para
desligamento do gás(T4)
Pré
aquecimento?
Pré
aquecimento?
N
C
S
S
Setar temperatura de
pré-aquecimento (T7)
Setar temperatura de
pré-aquecimento (T7)
Escolher o canal do
termopar para medir a
temperatura de
pré-aquecimento
Escolher o canal do
termopar para medir a
temperatura de
pré-aquecimento
B
A
N
D
Capítulo 3 – Metodologia Experimental
63
A
B
Escolha da tensão de
pré aquecimento (T10)
Escolha da tensão de
pré aquecimento (T10)
Aciona saída analógica 0
com tensão de
pré-aquecimento (T10)
Aciona saída analógica 0
com tensão de
pré-aquecimento (T10)
Ligar Transformador
Saída digital 7
Ligar Transformador
Saída digital 7
Temperatura
medida==T7?
Temperatura
medida==T7?
N
S
S
Desliga Transformador
Saída Digital 7
Desliga Transformador
Saída Digital 7
C
N
D
Liga Gás
Saída Digital 6
Liga Gás
Saída Digital 6
Liga Máquina
Saída Digital 8
Liga Máquina
Saída Digital 8
Tempo após ligar
a máquina==T1
S
N
Tempo após ligar
a máquina==T1
S
Desligar Contator da
Máquina
Saída digital 8
Desligar Contator da
Máquina
Saída digital 8
E
F
N
Capítulo 3 – Metodologia Experimental
64
F
E
Tempo após
desligamento da
máquina==T4
Temperatura
após desl. da
máquina==T9
N
S
S
Desliga Gás
Inicia Captura
T2 == Tempo de
captura
S
N
Exportar para o Excel
Figura 3.14 – Fluxograma do Sistema de Aquisição de Dados.
N
Capítulo 3 – Metodologia Experimental
65
3.6 – Características da Placa de Aquisição de Dados
A interface entre o computador e o processo, o controle da máquina de
soldagem e a aquisição dos dados experimentais foi feita através de uma placa
de aquisição de dados, modelo PCL-718B Advantech, cujas características
estão mostradas na Tabela 3.5.
Tabela 3.5 – Características da placa de aquisição de dados utilizada para a
aquisição de dados e controle da máquina de solda por pontos
Fabricante
Advantech
Modelo
PCL 718B
Resolução
12 Bits
Entradas analógicas
16
Tensão de entrada
±5V; ±2,5V; ±1,25V; ±0,625V; ±0,3125V
Saídas analógicas
2
Tensão das saídas analógicas
0 a 5V ou 0 a 10V
E/S digitais
32 (16 entradas e 16 saídas)
Conversor AD
AD574
Precisão
0,015% ±1LSB
Não-Linearidade
1 bit
Ganhos
1,2,4,6 e 8 (pelo software)
Trigger
Software ou trigger externo
Tranferência de dados
Software ou interrupção
Sobretensão
±30V
IRQ nível
IRQ2 a IRQ7
Capítulo 3 – Metodologia Experimental
66
3.7 – Diagrama de ligações
A Figura 3.15 apresenta o esquema de alimentação e controle do processo de
soldagem. A obtenção da corrente de soldagem foi feita através de um shunt,
de 750A e resistência de 0,0004Ω. A tensão no corpo-de-prova, foi diretamente
ligada em um transformador, cuja relação é 1/1, para isolar magneticamente o
sinal. Os valores de temperatura, gerados pelos termopares, foram
amplificados e adquiridos pela placa de aquisição de dados. Para préaquecimento das chapas, aplicou-se uma tensão de 120V ao transformador do
sistema de pré-aquecimento e a temperatura foi medida pelo termopar à
distância de 3mm.
3.8 – Montagem Final
A montagem final do sistema (Fig.3.16) é composta por um computador com
placa de aquisição de dados, um painel de controle onde estão alocados os
equipamentos necessários à automação (Fig. 3.17), um manômetro, um
medidor de vazão e uma válvula reguladora de pressão fixada ao cilindro de
nitrogênio (Fig. 3.18).
Capítulo 3 – Metodologia Experimental
Figura 3.15 – Esquema geral do circuito de alimentação da máquina de solda
Figura 3.16 – Vista da montagem final.
67
Capítulo 3 – Metodologia Experimental
Figura 3.17– Vista interna do painel de alimentação e controle do processo.
Figura 3.18 – Vista do sistema de injeção de gás no processo de soldagem.
68
Capítulo 3 – Metodologia Experimental
69
3.9 – Análise química e Metalográfica dos Corpos-de-Prova
As amostras para análise química têm secção 42x42mm2 e foram lixadas com
oxido de alumínio. A análise química foi feita em espectrômetro de emissão
ótica, marca SRS3000.
Para
avaliação
das
modificações
introduzidas
na
microestrutura
em
decorrência da soldagem, foram realizadas análises metalográficas na junta
soldada. Primeiramente, foi realizado o corte dos corpos-de-prova seguido do
embutimento em resina. Em seguida, as amostras foram lixadas até a lixa de
granulometria 1000 mesh e, em seguida, acabadas em pasta de diamante de
1µm.
Foram realizados ensaios de polarização potenciodinâmica no Centro de
Desenvolvimento da Tecnologia Nuclear (CDTN) com o objetivo de verificar os
valores de potencial e densidade de corrente para polimento e ataque químico
do material. Os ensaios eletroquímicos foram realizados à temperatura
ambiente (aproximadamente 26oC), baseados na norma ASTM G5-94 (ASTM,
1996). O aparelho utilizado foi um potenciostato AUTOLAB, modelo PGSTAT
20, sendo utilizados um eletrodo auxiliar de platina, o eletrodo de trabalho
(amostra de aço inoxidável AISI 409) e eletrodo de referência Ag/AgCl.
O ácido utilizado para ataque da superfície das amostras foi o ácido oxálico
(C2H2O4.2H2O) 10%. O procedimento para o ataque químico das amostras é
descrito abaixo:
-
A amostra foi desengordurada e lavada com água destilada;
Capítulo 3 – Metodologia Experimental
-
70
Registrou-se o potencial em circuito aberto após 55 min de imersão na
solução;
-
Em seguida, iniciou-se a varredura de potencial em uma faixa a partir de
150mV abaixo do potencial de circuito aberto até +2,0V acima do
potencial de circuito aberto. A taxa de varredura foi de 1mV/s.
-
O software GPES versão 4.4 foi utilizado para a obtenção da curva de
potencial em função do logaritmo da densidade da corrente;
O ataque por imersão foi feito utilizando-se reativo de Vilela (5ml HCl, 1g acido
pícrico, 100ml de etanol) para obtenção da macro e microestrutura da junta. As
amostras foram observadas e fotografadas em microscópio óptico, marca Leitz.
As chapas após soldagem, foram testadas em máquina de tração, marca
Wolpert, e a superfície de fratura, fotografada com a ampliação de 4X.
Capítulo 4
DISCUSSÃO DE RESULTADOS
4.1– Calibração dos Termopares e do Manômetro
As Figuras 4.1 e 4.2 mostram as curvas de calibração, a partir dos valores de
tensão, temperatura e pressão no manômetro adquiridas por meio do sistema de
aquisição de dados, do termostato do forno e do visor do manômetro. Mostramse, também, as respectivas equações de regressão envolvendo tensão versus
temperatura e tensão versus pressão. As curvas foram utilizadas para
transformar, os valores de tensão obtidos pelo manômetro em pressão e os
valores de tensão obtidos por meio do termopar em temperatura.
4.2 – Características Elétricas da Máquina de Soldagem por pontos
Foram realizados, após a reforma da bobina do transformador, testes a vazio e
curto circuito, para levantar as características elétricas do transformador da
máquina de soldagem, utilizada nos experimentos. Esses ensaios foram
realizados em bancada de teste e de acordo com o circuito descrito na
metodologia experimental.
71
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
1000
72
Calibração do Termopar
900
o
Temperatura, C
800
700
600
500
400
300
T = 489,32*V + 38,74
2
R = 0,99
200
0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8
Tensão, V
Figura 4.1 – Curva de calibração obtida para conversão do sinal de tensão, obtido
pelo sistema de aquisição de dados, em temperatura (°C).
Calibração do Medidor de Pressão
10
Pressão, bar
8
6
4
2
0
P = 2,85*V -2,38
2
R = 0,99
0
1
2
Tensão, V
3
4
Figura 4.2 – Curva de calibração obtida para conversão do sinal de tensão, obtido
pelo sistema de aquisição de dados, em pressão.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
73
As Figuras 4.3 (a) e (b) mostram os oscilogramas de tensão e corrente no
primário para as derivações 1 e 2. Através dos oscilogramas foi possível obter o
ângulo de defasamento entre tensão e corrente. A Tabela 4.1 mostra os
resultados obtidos para as derivações 1 e 2.
Tabela 4.1 – Valores experimentais obtidos para o teste a vazio, para as
derivações 1 e 2.
Derivação I0 (A) V1 (V) V2 (V) W0 (W) Defasagem (ms)
1
2,97
220
2,54
240
3,1
2
4,32
220
2,78
300
2,5
A Eq. 4.1. relaciona a freqüência do sinal com seu período.
f=
1
T´
(4.1)
onde f = frequência (Hz);
T’= período (s).
Utilizando-se a Eq. 4.1 e sendo a freqüência da tensão de alimentação igual a
60Hz, encontrou-se, o período de 16,67ms, correspondente a um ângulo de 360o.
Com os valores de defasamento mostrados nos oscilogramas, foi possível
calcular o fator de potência a vazio (cosφ0), através da expressão Eq. 4.2:
 leitura 
φ0 = 
 360
 16,67 
onde φ0 = ângulo de defasamento (o);
(4.2)
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
74
Figura 4.3 (a) – Oscilograma de tensão e corrente do primário obtido através de
ensaio a vazio, para a derivação 1.
Figura 4.3 (b) – Oscilograma de tensão e corrente do primário obtido através de
ensaio a vazio, para a derivação 2.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
75
A partir das Equações 2.5, 2.6, 2.7, 2.8, 2.9 foi possível calcular a resistência de
magnetização (rm), o fator de potência a vazio (cosφ0), a reatância (Xm), a
indutância (Lm) e a impedância (Zm) de magnetização (Tab. 4.2).
Tabela 4.2 – Valores da resistência (rm), reatância (Xm), indutância (Lm) e
impedância (Zm) de magnetização, ângulo φ0(o), cosφ0, senφ0 para as derivações
1 e 2.
Derivação rm (Ω) Xm (Ω) Lm (H) Zm (Ω) φ0 (o)
Calculado
cosφ0 senφ0
1
201,67 80,52 0,214 217,15 66,95 0,367 0,930
2
161,33 53,67 0,142 170,03 71,60 0,316 0,945
Com o conhecimento da tensão primária e secundária e utilizando-se a Eq.2.3, foi
possível obter a relação de transformação da máquina de soldagem. A Tabela 4.3
mostra a relação de transformação.
Tabela 4.3 – Valores da relação de transformação para as derivações 1 e 2.
Derivação Corrente (A) V1 (V) V2 (V)
N
1
30
220
2,54 86,61
2
40
220
2,78 79,14
Os ensaios foram realizados em bancada de teste apenas no transformador e
segundo o circuito montado de acordo com a metodologia experimental na
máquina (transformador + garras de fixação). Os resultados obtidos para o teste a
vazio em bancada de teste estão na Tabela 4.4.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
76
Tabela 4.4 – Valores experimentais obtidos para o teste a vazio, para as
derivações 1, 2, 3 e 4.
Derivação I0 (A) V1 (V) V2 (V) W0 (W) φ0 (o) Experimental
Calculado
cosφ0 senφ0 cosφ0 senφ0
1
2,63 220,55
-----
245,48 64,72 0,427 0,904 0,423 -----
2
3,68 219,55
-----
293,26 68,35 0,369 0,929 0,363 -----
3
13,13 220,61
-----
578,89 77,88 0,210 0,978 0,200 -----
4
18,5 208,76
-----
704,48 78,64 0,197 0,980 0,182 -----
O valor experimental foi obtido em bancada de teste e o valor calculado, através
da Eq. 2.6.
A variação da tensão primária do transformador em função da corrente, ocorreu
conforme mostrado na Fig. 4.4. A partir de valores de tensão superiores a 208
volts, ocorreu a saturação do transformador, verificou-se, portanto que pequenos
acréscimos de tensão proporcionaram grandes aumentos na corrente de
excitação. A saturação do transformador gera um aumento excessivo nas perdas.
A Tabela 4.5 mostra os resultados dos testes em curto-circuito, obtidos para as
derivações 1 e 2, conforme circuito mostrado na Fig. 3.4.
Tabela 4.5 – Valores experimentais obtidos para o teste curto circuito, para as
derivações 1 e 2.
Derivação Icc (A) Vcc (V) I2 (A) Wcc (W) Defasagem (ms)
1
4,5
86
662
300
2
2
4,5
74
602
247,5
2
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
77
Tensão X Corrente
220
Tensão, V
210
200
190
180
V = 6,876*I +120,76
170
160
6
9
12
Corrente, A
15
Figura 4.4 – Curva da tensão versus corrente para o tap4.
18
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
78
As Figuras 4.5 (a) e (b) mostram os oscilogramas de tensão e corrente no
primário para as derivações 1 e 2. Através dos oscilogramas foi possível obter o
ângulo de defasamento entre tensão e corrente.
A partir das Equações 2.10, 2.11 e 2.12, foi possível calcular a resistência
equivalente (Req), a reatância equivalente (Xeq) e a impedância equivalente (Zeq)
para o circuito equivalente em curto-circuito (Tab. 4.6).
Tabela 4.6 – Valores da resistência equivalente (Req), reatância equivalente (Xeq),
impedância equivalente (Zeq), ângulo φ0(o), cosφ0 e senφ0 para as derivações 1 e 2.
Derivação Req (Ω) Leq (mΗ) Xeq (Ω) Zeq (Ω) φ0 (o) Oscilograma
Calculado
cosφ0 senφ0 cosφ0 senφ0
1
13,93
34,67
13,07
19,11 43,19 0,729 0,684 0,775 0,684
2
11,99
29,82
11,24
16,44 43,19 0,729 0,684 0,743 0,684
Os testes curto circuito foram feitos também em bancada de teste, curtocircuitando-se diretamente o enrolamento secundário do transformador. A
diferença deste teste em curto-circuito para o anterior foi a não utilização das
garras da máquina de soldagem como secundário, isto é, no teste em bancada, a
resistência do secundário é praticamente nula (Tab. 4.7). Devido à essa
resistência os valores obtidos apresentaram divergências.
Tabela 4.7 – Valores experimentais obtidos para o teste curto circuito, para as
derivações 1,2,3 e 4.
Derivação Icc (A) Vcc (V) I2 (A) Wcc (W) φ0 (o)
Experimental
cosφ0
senφ0
1
8,14 34,599 -----
156,13 32,01 0,848
0,530
2
8,05
30,72
-----
129,57 31,13 0,856
0,517
3
8,23
24,34
-----
85,83
28,60 0,878
0,479
4
8,18
21,74
-----
68,02
26,23 0,897
0,442
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
79
Figura 4.5 (a) – Oscilograma de tensão e corrente do primário obtido através de
ensaio em curto-circuito, para a derivação 1.
Figura 4.5 (b) – Oscilograma de tensão e corrente do primário obtido através de
ensaio em curto-circuito, para a derivação 2.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
80
Com a reforma da bobina do transformador da máquina de soldagem, as perdas
foram de 247,5W e a impedância equivalente foi igual a 16,44Ω, para o tap2.
Anteriormente, esses valores de perdas e impedância equivalente, foram
respectivamente, de 562,5W e 9,73Ω (Rego, 2004). A constante de tempo pode
ser calculada pela Eq.4.3.
τ=
Leq
Req
(4.3)
Verificou-se que a constante de tempo do transformador foi de 2,5ms e
anteriormente foi de 1,4ms.Johnson et al (Johnson, 1994) mostraram que o tempo
necessário para que a corrente atinja o estado estacionário é de 5τ , logo, nos
experimentos, 12,5ms.
Como a freqüência do sinal de corrente é igual a 60Hz o período é de 16,67ms.
Para uma freqüência de amostragem de 100Hz, na média, obtém-se 1,67 pontos
a cada ciclo, o que não foi suficiente para recompor a senóide. Para a freqüência
de amostragem igual a 1KHz, obtém-se na média, 16,67 pontos. Esse fato foi
muito importante para a determinação da resistência dinâmica, visto que ela foi
calculada a partir dos valores de corrente e tensão eficaz adquiridos pela placa de
aquisição.
4.3 – Experimentos
Conforme citado anteriormente, é objetivo do trabalho fazer a modelagem
matemática do ciclo térmico da soldagem de topo do aço inoxidável ferrítico AISI
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
81
409. A análise química do aço AISI 409 é mostrada na Tab. 4.8 em percentagem
em peso.
Tabela 4.8 – Análise química do aço inoxidável ferrítico AISI 409 em percentagem
em peso.
C
Mn
Si
P
S
Cr
Ni
Mo
Ti
Nb
V
Al
N
0,08 0,15 0,49 0,026 0,008 11,93 0,23 0,06 0,157 0,020 0,040 0,015 0,0110
Observa-se que os teores dos elementos intersticiais e gamagênios, C e N, são
baixos. O teor de Cr é de 11,93% e este elemento tem o papel de ampliar a região
de ferrita. Os elementos Ti, Nb, V e Al formam carboneto/carbonitreto/nitreto,
reduzem o tamanho de grão e o efeito austenitizante dos elementos intersticiais
carbono e nitrogênio. Como a soma do carbono e nitrogênio é 0,0910%,
recomenda-se um teor máximo de 0,50% de Ti (Modenesi, 2001). Em condições
estequiométricas, tem-se um percentual de Nb maior ou igual a 0,74% e Ti maior
ou igual a 0,43%. Os elementos intersticiais podem estar em solução sólida na
austenita e contribuírem para a formação de martensita no resfriamento. A Figura
4.6, mostra o diagrama de fase pseudo-binário Fe-C com 12% de Cr,
evidenciando que o Cr restringe o campo austenítico, diminui a solubilidade do C
na austenita e diminui a composição do eutetóide para 0,35%C (Santos, 2001). A
Figura 4.7, mostra, o deslocamento da linha de separação dos campos de
austenita e ferrita no diagrama Fe-Cr, através de adições de carbono e nitrogênio.
A presença do carbono e nitrogênio, expande o campo da existência da austenita.
Para a composição química do aço inoxidável ferrítico AISI 409, utilizado nos
experimentos, verificou-se que em condições de equilíbrio, há possibilidade de
austenitização parcial entre 850 e 1200ºC.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
82
Figura 4.6 – Diagrama de Equilíbrio F-C-12%Cr (Santos, 2001).
Figura 4.7 – Deslocamento da linha de separação dos campos de austenita e
ferrita no diagrama Fe-Cr, através de adições de carbono e nitrogênio (Modenesi,
2001).
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
83
As temperaturas obtidas nos ensaios dependem da tensão, corrente e tempo de
máquina ligada. As Figuras 4.8, 4.9 e 4.10 mostram a evolução da tensão,
corrente eficaz e resistência dinâmica sobre o corpo-de-prova obtidas para o
tempo de soldagem de 8,18s e freqüência de amostragem de 100Hz e 1kHz.
A resistência dinâmica cresce rapidamente no intervalo de 0 a 10ms após o
ligamento da máquina e decresce, posteriormente, no intervalo de 10 a 20ms.
Em seguida, cresce monotonicamente até o desligamento da máquina. Para a
soldagem por pontos, Fonseca e Bracarense (Fonseca, 1999) descreveram, a
partir do trabalho de Dickinson et al, que a queda na resistência dinâmica, ocorre
em razão da quebra dos contaminantes existentes entre eletrodo e peça. Com o
intuito de verificar o mecanismo de evolução da resistência dinâmica com o tempo
na soldagem de topo, foram feitos experimentos em tempo de 2 e 4s de máquina
ligada. Observou-se na superfície da chapa que inicialmente o contato entre as
chapas ficou limitado à região central, com formação de uma fina película de
óxido, apenas nessa região. Com o aumento do tempo de soldagem para 4s,
aumentou-se também essa região de contato ao longo da largura e a película de
óxido.
Após a fratura, em máquina de tração, das chapas soldadas para um tempo de
máquina ligada de 8s, verificou-se, no entanto, a presença de óxidos não
expulsos na superfície das chapas (Fig.4.11). Essa presença de óxido
correspondeu à aproximadamente 1/3 da largura da chapa. Durante os ensaios,
não foi aplicada pressão, isso pode ter acarretado a formação de óxido na
superfície de contato.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
84
Tensão Eficaz
Tensão, V
1,6
1,2
0,8
0,4
0,0
Frequencia de Amostragem
100Hz
1kHz
0
2
4
6
tempo, s
8
10
Figura 4.8 – Evolução da tensão eficaz, para um tempo de 8,18s.
Corrente Eficaz
1200
Corrente, A
1000
800
600
400
Frequência de Amostragem
100Hz
1kHz
200
0
0
2
4
6
tempo, s
8
10
Figura 4.9 – Evolução da corrente eficaz, para um tempo de 8,18s.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
85
Resistência Dinâmica
Resistência Dinâmica (Ω)
0,0016
0,0012
0,0008
Frequência de Amostragem
100Hz
1kHz
0,0004
0,0000
0
2
4
6
tempo, s
8
10
Figura 4.10 – Evolução da resistência dinâmica, para um tempo de 8,18s.
Figura 4.11 – Vista da junta soldada, evidenciando a presença de óxido.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
86
Constatou-se, então, a necessidade da atuação de um agente externo para
auxiliar na expulsão desse óxidos contribuindo para o acréscimo na resistência
dinâmica. Não houve ruptura de filme de óxidos e sim formação de óxidos ao
longo do processo de soldagem.
A Figura 4.12, mostra a evolução da resistência dinâmica com um tempo de
soldagem de 6s e temperatura de pré-aquecimento de 300°C para freqüência de
amostragem de 1kHz. Observa-se que, com a temperatura de pré-aquecimento
de 300ºC, o valor da resistência dinâmica inicial, aumentou para 0,0016Ω e se
manteve constante até o desligamento da máquina de soldagem. A temperatura
de pico obtida para a distância de 3mm foi de 670°C.
As Figuras 4.13 (a), (b), (c) e 4.14 (a), (b), (c) mostram as curvas temperatura em
função do tempo, sem adição de nitrogênio para os tempos de máquina ligada
3,59s, 4,28s, 5,08s, 6,48s, 7,59 e 8,18s para as distância de 3, 5 e 7mm da linha
de soldagem. Verifica-se que, para os tempos de 3,59s, 4,28s e 5,08s, as
temperaturas de pico foram, respectivamente, de 556°C, 564°C e 677°C para a
distância de 3mm. Essas temperaturas são insuficientes para austenitizar esse
aço, conforme mostrado no diagrama Fe-C-Cr. Nota-se, também, que, para os
tempos de 6,48s, 7,59s e 8,18s, as temperaturas de pico, para a distância de
3mm, foram, respectivamente, 996°C, 1051°C e 1033°C. A Figura 4.15 mostra a
evolução das temperaturas de pico encontradas como função dos tempos de
soldagem utilizados (3, 4, 5, 6, 7, 8 e 9s) nas
distâncias de 3, 5 e 7 mm, sem
adição de gás. As temperaturas máximas encontradas correlacionaram-se com o
tempo de soldagem. O coeficiente de determinação foi maior ou igual a 0,92.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
87
Resistência Dinâmica
Resitência Dinâmica, (Ω)
0,0018
0,0016
0,0014
0,0012
Pré-Aquecimento de 300°C
0,0010
0
1
2
3
4
tempo,s
5
6
Figura 4.12 –Evolução da resistência dinâmica com o tempo, para um tempo de
máquina ligada de 6s, temperatura de pré-aquecimento de 300°C e freqüência de
amostragem de 1kHz para o aquecimento.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
88
600
Distância, mm
3
5
7
o
Temperatura, C
500
400
300
200
100
0
0
5
10 15 20 25 30 35 40
tempo, s
(a)
600
Distância, mm
3mm
5mm
7mm
o
Temperatura, C
500
400
300
200
100
0
0
5
10 15 20 25 30 35 40
tempo, s
(b)
Distância, mm
3mm
5mm
7mm
600
o
Temperatura, C
800
400
200
0
0
5
10 15 20 25 30 35 40
tempo, s
(c)
Figura 4.13 – Evolução da temperatura versus tempo de soldagem, sem adição
de nitrogênio e tempos de soldagem de: (a) 3,59, (b) 4,28 e (c) 5,08s.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
89
1200
Distância, mm
3mm
5mm
7mm
o
Temperatura, C
1000
800
600
400
200
0
0
5
10 15 20 25 30 35 40
tempo, s
(a)
1200
Distância, mm
3mm
5mm
7mm
o
Temperatura, C
1000
800
600
400
200
0
0
5
10 15 20 25 30 35 40
tempo, s
(b)
1200
Distância, mm
3mm
5mm
7mm
o
Temperatura, C
1000
800
600
400
200
0
0
5
10 15 20 25 30 35 40
tempo, s
(c)
Figura 4.14 – Evolução da temperatura versus tempo de soldagem, sem adição
de nitrogênio e tempos de soldagem de: (a) 6,48, (b) 7,59 e (c) 8,18s.
o
Temperatura de Pico, C
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
1800
1600
1400
1200
1000
800
600
400
200
0
2
90
2
TPICO = 124,43*t + 82,76, R = 0,93
2
TPICO = 127,31*t - 44,74, R = 0,97
2
TPICO = 121,44*t - 47,41, R = 0,92
4
6
tempo, s
8
10
Figura 4.15 – Evolução das temperaturas de pico versus tempo, sem adição de
nitrogênio.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
91
No tempo de 8,18s, as temperaturas de pico correspondentes às distâncias de 3,
5 e 7mm, assumem valores bem próximos. Essa diferença entre as temperaturas
de pico, para as distâncias de 3, 5 e 7mm diminuiu com o aumento do tempo de
soldagem, com tendência à obtenção de um mesmo valor final, isto é, estado
estacionário.
Os tempos correspondentes às temperaturas de pico foram sempre superiores
aos respectivos tempos de aquecimento. Houve transferência de calor entre
pontos mais próximos à linha de soldagem para os pontos distantes de 3, 5 e
7mm dessa mesma linha de soldagem após o desligamento da máquina.
Os modelos existentes na literatura necessitam do conhecimento do tempo de
soldagem, corrente e tensão no corpo-de-prova. Para a modelagem das curvas,
utilizando-se o modelo de Rosenthal com a solução proposta por Grong (Grong,
1994), utilizou-se a Eq. 4.4, que fornece a quantidade de calor cedida durante a
soldagem.
t
Q = η ∫ VIdt
(4.4)
0
onde: η = rendimento
V = tensão sobre o corpo-de-prova (V)
I = corrente de soldagem (A)
Com a utilização da Eq. 4.4, foi possível calcular a quantidade de calor entregue à
junta no intervalo de tempo de soldagem, para uma tensão eficaz de 1,4V e uma
corrente eficaz de 1110A, admitindo-se rendimento de 100%. Logo Q foi igual a
tensão eficaz vezes a corrente eficaz vezes o tempo de soldagem.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
92
A Tabela 4.9 mostra os parâmetros elétricos e os valores das propriedades do
material, utilizados na aplicação da solução de Grong para o modelo de
Rosenthal.
Tabela 4.9 – Parâmetros utilizados na aplicação da solução de Grong (Grong,
1994) para o modelo de Rosenthal (Rosenthal, 1935).
Descrição
Valor utilizado
Tensão (V)
1,4
Corrente (A)
1110
Densidade (kg/m3)
7,58 x 103
Calor específico J/(kg x oC)
600
Difusividade térmica (m2/s)
5,34 x 10-6
Área (m2)
32 x 10-6
Tempo de soldagem (s)
8s
Para a modelagem da curva de temperatura versus tempo através da solução de
Grong (Grong, 1994) para o modelo de Rosenthal (Rosenthal, 1935) utilizou-se a
Eq. 2.25, para cálculo de B. A partir do valor de B calculado, através da Eq. 2.24,
foi possível calcular a temperatura teórica para diferentes distâncias, ao longo do
tempo de soldagem.
Para um rendimento considerado de 100%, observou-se que a temperatura de
pico modelada atingiu uma temperatura da ordem de 3100oC. A Figura 4.16 (a)
e (b) mostra, respectivamente, a curva experimental e modelada da temperatura
versus tempo sem e com adição de gás, utilizando-se o modelo de Grong com
rendimento de 100%.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
93
(a)
(b)
Figura 4.16 – Curva teórica e experimental, para um tempo de soldagem de 8s,
rendimento de 100% e distância de 7mm para as condições (a) sem adição de
gás e (b) com vazão de 15l/min.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
94
Foram confirmados os resultados apresentados por Rego (Rego, 2004), em que
para ajuste da temperatura de pico, necessitou-se calcular o rendimento e corrigir
a equação proposta por Grong. A Figura 4.17 (a) e (b) mostra, respectivamente, a
curva experimental e modelada da temperatura versus tempo sem e com adição
de gás, utilizando-se o modelo de Grong com rendimento de 33%. Nos
experimentos, com a adição de gás após o desligamento da máquina, foi possível
obter diferentes taxas de resfriamento durante o ensaio. O modelo de Grong não
foi aplicável nessas condições. Após o insucesso da aplicação da solução
proposta por Grong (Grong, 1994), para o modelo de Rosenthal (Rosenthal,
1935), encontrou-se, através de um, ajuste não linear baseado no método de
Levenberg-Marquadt (Jorge Júnior, 1997), os valores das variáveis P1 e P2 na Eq.
4.5 e A1 e A2 na Eq. 4.6 que ajustavam as curvas experimentais.
P
 −P 
∆T = 1 exp 2 
t
 t 
(4.5)
 −t 

T = A 1 exp
 A2 
(4.6)
onde T = temperatura (oC)
t = tempo (s)
P1, P2, A1 e A2 = parâmetros de ajuste
Para a obtenção dos parâmetros P1, P2, A1 e A2 foi feita uma planilha em Excel
para processamento dos dados experimentais, que foram filtrados utilizando-se
média móvel.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
95
(a)
(b)
Figura 4.17 – Curva teórica e experimental, para um tempo de soldagem de 8s,
rendimento de 33% e distância de 7mm para as condições (a) sem adição de gás
e (b) com vazão de 15l/min.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
96
Em seguida, os dados foram exportados para o software Origin 6.1, onde,
utilizando-se o ajuste não linear segundo o método numérico de LevenbergMarquadt e a Eq. 4.5, foram obtidos os parâmetros P1, P2, para o aquecimento.
Para o resfriamento, foi utilizado o método numérico de Levenberg-Marquadt e a
Eq. 4.6 para obter os valores dos parâmetros de A1 e A2. Os valores de P1 foram
relacionados com o tempo de soldagem, encontrando-se, então, as curvas de
ajuste para as distâncias de 3, 5 e 7mm (Figura 4.18). P2 relacionou-se com as
distâncias, para os diversos tempos de soldagem (Figura 4.19). Os valores de P1
e P2, foram ajustados utilizando-se as curvas experimentais com injeção de
nitrogênio à uma vazão de 15l/min, após o desligamento da máquina.
Substituindo-se, para os diferentes tempos, as expressões equivalentes de P2
(Eq. 4.7, 4.8, 4.9, 4.10, 4.11, 4.12 e 4.13) e para cada distância, as equações
encontradas na Fig. 4.18 envolvendo P1 versus t, obtêm-se as curvas modeladas
para o aquecimento sem adição de gás, com vazão de 15 e 30 l/min.
t=3,5 Æ P2 = 0,07*y + 3,93
(4.7)
t=4,5 Æ P2 = 0,24*y + 4,39
(4.8)
t=5,5 Æ P2 = -0,37*y + 7,24
(4.9)
t=6,5 Æ P2 = 0,19*y + 4,27
(4.10)
t=7,5 Æ P2 = 0,048*y + 4,83
(4.11)
t=8,5 Æ P2 = -0,10*y + 6,05
(4.12)
t =9,5 Æ P2 = -0,26*y + 7,03
(4.13)
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
97
Evolução de P1 X t
8000
2
P1 = 437,82*t + 2321,11; R = 0,998
2
P1 = 435,50*t + 1800,56; R = 0,996
7000
2
P1 = 439,05*t + 1270,35; R = 0,997
P1
6000
5000
4000
3000
2
4
6
tempo, s
8
10
Figura 4.18 – Evolução de P1 versus tempo, para as distâncias da linha de
soldagem de 3, 5 e 7mm.
Evolução da P2 X Distância
7,0
6,5
t, s
3,5
4,5
5,5
6,54
7,55
8,49
9,49
6,0
P2
5,5
5,0
4,5
4,0
3
4
5 6 7 8
Distância, mm
9
10
Figura 4.19 – Evolução de P2, em função das distâncias, para cada tempo de
soldagem.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
98
A partir das relações envolvendo P1 e P2, respectivamente, com tempo e distância
da linha de soldagem, foi possível proceder a modelagem do aquecimento. As
Figuras 4.20, 4.21 e 4.22, mostram as curvas de aquecimento experimentais e
modeladas para as distâncias de 3, 5 e 7mm, para um tempo de soldagem de
3,5s.
O modelo proposto por Rosenthal (Rosenthal, 1935), com a solução de Grong
(Grong, 1994), leva em consideração as seguintes hipóteses:
- As propriedades do material são consideradas constantes;
- As perdas térmicas para o ambiente são desprezadas;
- A fonte de calor é pontual;
- A fonte de calor se move a uma velocidade constante;
- O fluxo de calor é unidirecional;
Para o modelo proposto neste trabalho, as seguintes hipóteses são consideradas:
- O fluxo de calor é unidirecional;
- A fonte de calor é estacionária;
- O rendimento varia com a distância da linha de soldagem
No modelo proposto os parâmetros P1 e P2 foram relacionados, respectivamente,
com a constante B (Eq. 4.14) e com a distância (Eq. 4.15):
P1 = B =
Q
2 Aρ1cα 1 / 2π 1 / 2
2
y 
P2 =  
 4α 
(4.14)
(4.15)
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
99
Tempo de soldagem 3,5s
o
Temperatura, C
800
Distância, mm
3
5
7
___ Modelo
600
400
200
0
0
1
2
tempo, s
3
Figura 4.20 – Curvas de aquecimento experimentais e modeladas para as
distâncias de 3, 5 e 7mm da linha de soldagem com o tempo de soldagem de
3,5s, sem adição de gás.
Tempo de soldagem de 3,5s
o
Temperatura, C
800
Distância, mm
3
600
5
7
400 ____ Modelo
200
0
0
1
2
tempo, s
3
Figura 4.21 – Curvas de aquecimento experimentais e modeladas para as
distâncias de 3, 5 e 7mm da linha de soldagem com o tempo de soldagem de
3,5s, com vazão de gás de 15l/min.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
100
Tempo de soldagem de 3,51s
800
o
Temperatura, C
Distância, mm
3
5
7
____ Modelo
600
400
200
0
0
1
tempo, s
2
3
Figura 4.22 – Curvas de aquecimento experimentais e modeladas para as
distâncias de 3, 5 e 7mm da linha de soldagem com o tempo de soldagem de
3,5s, com vazão de gás de 30l/min.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
101
onde Q = Calor transferido na soldagem (J);
A= área (m2);
ρ1 = massa específica do material (kg/m3);
c = calor específico do material (J/(Kg.K);
α = difusividade térmica (m2/s);
y = distância (mm).
Considerando constantes as propriedades do material e a área de contato entre
os corpos-de-prova, pode-se escrever:
P1 =
Q
K3
(4.16)
onde Q = Calor transferido na soldagem (J);
K3 = constante.
A Figura 4.23 mostra os gráficos de P1 versus Q. Uma vez que o calor gerado é
da forma da Eq. 4.3, e a tensão e corrente eficazes durante o processo de
soldagem foram consideradas como constantes, tem-se:
P1 =
ηVCIt
K3
onde η = rendimento;
Vc = tensão sobre os corpos-de-prova (V);
I = corrente eficaz de soldagem (A);
t = tempo de soldagem (s);
K3 = constante;
(4.17)
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
12000
102
Evolução de P1 X Q
2
10000
P1
8000
P1 = 0,71*Q - 1910,32, R = 0,99
2
P1 = 0,70*Q - 2096,50, R = 0,99
2
P1 = 0,68*Q - 2163,92, R = 0,99
3mm
5mm
7mm
6000
4000
2000
0
5000
7500
10000 12500
Calor gerado, J
15000
Figura 4.23 – Evolução de P1, com o calor gerado durante a soldagem.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
103
A partir da Eq. 4.17, com os valores de P1 calculados, foi possível calcular o
rendimento térmico para cada situação.
A Figura 4.24 mostra os valores de
rendimento para as distâncias de 3, 5 e 7mm para os tempos de soldagem de
3,59, 4,28, 5,08, 6,48, 7,28 e 8,18s. Pode-se perceber que, à medida que a
distância da linha de soldagem aumenta, tem-se uma queda no rendimento, o que
indica que o fluxo de calor nestes pontos é menor. Para um aumento nos tempos
de soldagem, também ocorre uma queda no rendimento.
A Figura 4.25 mostra a evolução de P2 versus (y2/4). A evolução de P2 versus
y2/4, mostrou que a difusividade térmica não é constante com a distância e seu
valor médio foi de 0,46, 1,21, 2,28 mm2/s, respectivamente, para as distâncias de
3, 5 e 7mm, ou seja, o valor da difusividade aumenta com a distância, o que
contraria o modelo de Grong. Para aprimorar o modelo, pode-se adotar que a
difusividade térmica não é constante e a solução da equação diferencial passa a
ser obtida através de métodos numéricos.
Para a modelagem do perfil do resfriamento, foram calculadas as taxas de
resfriamento para cada ensaio. Mediu-se a taxa de resfriamento no intervalo de
temperatura situado entre 800°C e 500°C. As Tabela 4.10, 4.11 e 4.12, mostram,
respectivamente, os valores das velocidades de resfriamento para os tempos de
soldagem, sem adição de gás, com vazão de 15l/min e 30l/min.
Observa-se que essas taxas de resfriamento foram praticamente constantes para
o processo sem adição de gás e com vazão de 15l/min. A velocidade de
resfriamento, cresceu com o aumento da vazão para as distâncias 3, 5 e 7mm. A
faixa de variação dessas velocidades de resfriamento, oscilou entre 27 e 110ºC/s.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
Rendimento X Distância
0,8
Rendimento
104
tempo, s
3,59
4,28
5,08
6,48
7,28
8,18
0,7
0,6
0,5
0,4
2
4
6
8
Distância, mm
10
Figura 4.24 (a) – Evolução do rendimento com a distância a partir da linha de
soldagem para os tempos de soldagem de 3,59, 4,28, 5,08, 6,48, 7,28 e 8,18.
2
P2 versus y /4
7
3,50
4,50
5,50
6,54
7,55
8,49
9,49
5
P
2
6
4
3
0
4
8
12
2
y /4, mm
2
Figura 4.25 - Evolução de P2 versus (y2/4).
16
20
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
105
Verificou-se que as velocidades de resfriamento são praticamente constantes
para as distâncias de 3, 5 e 7mm da linha de soldagem.
Tabela 4.10 – Velocidade de resfriamento, entre 800 e 500°C, em °C/s para os
tempos de máquina ligada de 6,48, 7,59 e 8,18s para às distâncias de 3, 5 e
7mm, sem adição de gás.
Tempo (s)
6,48
7,59
8,18
25,60
25,68
27,97
27,14
27,43
26,20
30,49
26,60
26,50
Distância (mm)
3
5
7
Tabela 4.11 – Velocidade de resfriamento, entre 800 e 500°C, em °C/s para os
tempos de máquina ligada de 6,54, 7,55 e 8,49s para às distâncias de 3, 5 e
7mm, com vazão de 15l/min.
Tempo (s)
6,54
7,55
8,49
63,43
52,84
39,89
52,12
59,83
42,33
39,05
54,22
57,85
Distância (mm)
3
5
7
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
106
Tabela 4.12 – Velocidade de resfriamento, entre 800 e 500°C, em °C/s para os
tempos de máquina ligada de 6,57, 7,55 e 8,33s para às distâncias de 3, 5 e
7mm, com vazão de 30l/min.
Tempo (s)
6,57
7,55
8,33
101,38
64,59
111,11
104,04
87,64
117,88
95,42
77,13
119,3
Distância (mm)
3
5
7
A Equação 4.6 foi utilizada para ajustar a curva de resfriamento. Foram
calculados os parâmetros A1 e A2 para cada um dos ensaios sem gás, com vazão
de 15 e 30l/min. Como os valores de A2 foram próximos, para as situações sem
vazão de gás, com 15 e 30l/min, foi calculada a média desses valores, para cada
caso e feito um novo ajuste, encontrando-se novos valores de A1 que se
relacionaram com o tempo de soldagem. As Figura 4.26 e 4.27 mostram,
respectivamente, as curvas de A1 versus tempo para as situações sem gás e com
vazão de 15l/min.
As Figuras 4.28, 4.29 e 4.30 mostram a modelagem matemática do ciclo térmico,
sem adição de gás, para um tempo de soldagem de 4,28s, nas distâncias de 3, 5
e 7mm em que observa-se a intercessão das curvas de aquecimento e
resfriamento. Como a curva de aquecimento foi modelada até o desligamento do
máquina e após esse desligamento, ocorreu uma elevação da temperatura até a
temperatura de pico, este fato, contribuiu para que a intercessão entre as curvas
da modelagem do aquecimento e do resfriamento, não interceptassem no pico.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
107
Figura 4.26 – Evolução de A1 em função do tempo de solda para cada distância,
sem adição de gás.
Figura 4.27 – Evolução de A1 em função do tempo de solda para cada distância,
com vazão de 15l/min.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
108
Tempo de 4,28 - 3mm
Experimental
Modelado
600
o
Temperatura, C
800
400
200
0
0
10
20
tempo, s
30
40
Figura 4.28 – Curva do ciclo térmico, experimental e modelada para a distância de
3 mm para um tempo de soldagem de 4,28.
Tempo de 4,28 - 5mm
o
Temperatura, C
600
Experimental
Modelado
400
200
0
0
10
20
tempo, s
30
40
Figura 4.29 – Curva do ciclo térmico, experimental e modelada para a distância de
5mm para um tempo de soldagem de 4,28.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
109
Tempo de 4,28 - 7mm
Experimental
Modelado
500
o
Temperatura, C
600
400
300
200
100
0
0
10
20
tempo, s
30
40
Figura 4.30 – Curva do ciclo térmico, experimental e modelada para a distância de
7mm para um tempo de soldagem de 4,28.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
110
Verifica-se, também, que para o A2 constante, igual ao valor médio escolhido, a
curva modelada ajustou-se bem aos valores experimentais (Tab. 4.13).
Tabela 4.13 – Valores de A2 encontrados para os casos sem adição de gás, com
vazão de 15 e 30 l/min.
Vazão (l/min)
Sem Gás
15
30
A2
30
15
7,5
Não se constatou até a mínima temperatura adquirida, em torno de 200ºC,
alterações na temperatura em razão de transformações de fase.
As Figuras 4.31, 4.32 e 4.33 mostram a modelagem matemática do ciclo térmico,
com vazão de gás de 15l/min, para tempo de soldagem de 4,5s, em que observase a intercessão das curvas de aquecimento e resfriamento. Verifica-se, também,
que para o A2 constante, igual ao valor médio escolhido, a curva modelada
ajustou-se bem aos valores experimentais. Após o desligamento do gás, verificouse que a curva modelada não segue a curva experimental, e, também, notou-se
uma elevação da temperatura imediatamente após o desligamento do gás.
Posteriormente, verificou-se que a evolução da temperatura com o tempo voltou a
ser regida pelo resfriamento ao ar. O resfriamento que ocorreu ao ar,
posteriormente ao desligamento do gás, foi modelado utilizando-se as equações
de A1 e A2 para resfriamento ao ar.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
111
Tempo de 4,5s - 3mm
Experimental
Modelado
o
Temperatura, C
800
600
400
200
0
0
10
20
30
tempo, s
40
50
Figura 4.31 – Curva do ciclo térmico, experimental e modelada para a distância de
3 mm para um tempo de soldagem de 4,5 e adição de gás com vazão de 15l/min.
Tempo de 4,5 - 5mm
700
Experimental
Modelado
500
o
Temperatura, C
600
400
300
200
100
0
0
10
20
30
tempo, s
40
50
Figura 4.32 – Curva do ciclo térmico, experimental e modelada para a distância de
5 mm para um tempo de soldagem de 4,5 e adição de gás com vazão de 15l/min.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
112
Tempo de 4,5 - 7mm
600
Experimental
Modelado
o
Temperatura, C
500
400
300
200
100
0
0
10
20
30
tempo, s
40
50
Figura 4.33 – Curva do ciclo térmico, experimental e modelada para a distância de
7 mm para um tempo de soldagem de 4,5 e adição de gás com vazão de 15l/min.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
113
Para cálculo do erro médio, referente à modelagem matemática, foi levado em
conta, os dados referentes ao aquecimento e resfriamento, sendo que para as
vazões de 15 e 30l/min, o erro do modelo foi calculado até o desligamento do gás.
O erro na modelagem pode ser calculado através da expressão:
Erro(%) =
1 Tmod elado − Texp erimental
× 100
∑
s
Texp erimental
( 4.18)
onde s = número de pontos experimentais.
As Tabelas 4.14, 4.15 e 4.16, mostram os erros calculados de acordo com a Eq.
4.18. O erro médio e o desvio-padrão da distribuição dos erros foram,
respectivamente, de17% e 5,12.
Tabela 4.14 – Erro encontrado para os ensaios sem adição de gás, para os
diversos tempos de soldagem e distâncias de 3, 5 e 7mm.
Tempo
3,59
4,28
5,08
6,48
7,59
8,18
Média
Desvio
3
6,69
8,24
10,71
7,98
14,15
12,31
10,01
2,87
Sem Gás
Erro (%) para as distância (mm)
5
26,91
14,79
14,09
33,65
34,43
7,129
21,83
11,40
7
11,08
16,18
24,58
11,93
54,59
16,25
22,44
16,46
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
114
Tabela 4.15 – Erro encontrado para os ensaios com vazão de 15l/min, para os
diversos tempos de soldagem e distâncias de 3, 5 e 7mm.
Tempo
3,5
4,5
5,5
6,54
7,55
8,49
9,49
Média
Desvio
3
11,97
12,93
30,18
32,46
9,93
9,86
9,11
16,63
10,14
Com vazão de 15l/min
Erro (%) para as distância (mm)
5
10,30
25,92
11,82
22,88
8,35
6,38
5,25
12,99
8,15
7
15,61
17,44
4,53
22,01
14,54
7,92
5,40
12,49
6,63
Tabela 4.16 – Erro encontrado para os ensaios com vazão de 30l/min, para os
diversos tempos de soldagem e distâncias de 3, 5 e 7mm.
Tempo
3,51
4,55
5,49
6,57
7,55
8,33
9,47
Média
Desvio
3
8,86
29,80
34,15
16,19
17,02
21,48
23,47
21,57
8,57
Com vazão de 30l/min
Erro (%) para as distância (mm)
5
7,56
25,96
23,30
14,40
19,25
14,43
10,24
16,45
6,72
7
11,97
43,10
11,13
28,06
17,44
12,40
46,29
24,34
15,09
O erro e desvio padrão da modelagem matemática pode ter ocorrido em razão da
modelagem ter considerado a difusividade térmica constante, variação de contato
entre as chapas e deformação próxima a linha de soldagem.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
115
Para verificar o impacto do pré-aquecimento no resfriamento, foram realizados
testes utilizando-se o sistema de pré-aquecimento descrito na metodologia
experimental. O tempo para a obtenção da temperatura de pré-aquecimento, 100,
200 e 300ºC, foi elevado e não adquirido, em razão da inexistência de memória
do hardware. As Figuras 4.34, 4.35 4.36, mostram as curvas de temperatura
versus tempo para vazões de 0, 15 e 30l/min, respectivamente, para as distâncias
de 3, 5 e 7mm da linha de soldagem e temperatura de pré-aquecimento de 100°C.
Foram calculada as taxas de resfriamento entre 500 e 800°C, para préaquecimento de 100, 200, 300ºC. As Tabelas 4.17, 4.18 e 4.19, mostram,
respectivamente, as taxas sem pré-aquecimento, com pré-aquecimento de 100,
200 e 300ºC, para as vazões 0, 15 e 30l/min.
Tabela 4.17 – Taxa de resfriamento, sem adição de gás, para um tempo de
soldagem de 8s, distância de 3, 5 e 7mm e temperaturas de pré-aquecimento de
0, 100, 200 e 300ºC.
Temperatura (°C)
25
100
200
300
30,49°C/s
26,61°C/s
26,50°C/s
29,34°C/s
26,51°C/s
25,07°C/s
26,26°C/s
29,33°C/s
29,33°C/s
33,85°C/s
31,95°C/s
29,01°C/s
Distância (mm)
3
5
7
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
116
Figura 4.34 – Curva do ciclo térmico, com pré-aquecimento de 100ºC, tempo de
8s, distância de 3mm da linha de soldagem.
Figura 4.35 – Curva do ciclo térmico, com pré-aquecimento de 100ºC, tempo de
8s, distância de 5mm da linha de soldagem.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
117
Figura 4.36 – Curva do ciclo térmico, com pré-aquecimento de 100ºC, tempo de
8s, distância de 7mm da linha de soldagem.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
118
Tabela 4.18 – Taxa de resfriamento, com vazão de 15l/min, para um tempo de
soldagem de 8s, distância de 3, 5 e 7mm e temperaturas de pré-aquecimento de
25, 100, 200 e 300ºC.
Temperatura (°C)
25
100
200
300
38,81°C/s
53,89°C/s
57,38°C/s
73,23°C/s
60,57°C/s
51,89°C/s
58,82°C/s
52,55°C/s
52,55°C/s
56,38°C/s
48,08°C/s
45,23°C/s
Distância (mm)
3
5
7
Tabela 4.19 – Taxa de resfriamento, com vazão de 30l/min, para um tempo de
soldagem de 8s, distância de 3, 5 e 7mm e temperaturas de pré-aquecimento de
25, 100, 200 e 300ºC. (* A taxa de resfriamento foi medida de 800 a 600°C.)
Temperatura (°C)
25
100
200
300
Distância (mm)
3
5
7
91,61°C/s
77,13°C/s
117,83°C/s
X
137,00°C/s 92,33°C/s
120,33°C/s 126,63°C/s* 112,66°C/s
X
X
85,88°C/s
Comparando as taxas de resfriamento com e sem pré-aquecimento, observa-se
que essas taxas não foram afetadas no intervalo de temperatura entre 800 e
500ºC.
A Figura 4.37 mostra a estrutura do aço inoxidável ferrítico evidenciando a
presença de ferrita e pontos de corrosão. O tamanho de grão foi de 18,1 ± 8µ.
Após a soldagem, com tempo de 9s de máquina ligada, foi atingido a temperatura
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
119
de 1200°C, nas distâncias de 3, 5 e 7mm. A Figura 4.38 mostra a macroestrutura
obtida para esse tempo de soldagem, com aumento de 12,5X e ataque de Vilela.
Observa-se a linha de fratura irregular e o tamanho de grão uniforme até
distâncias de 8mm da linha de soldagem. Foi medido o tamanho de grão nas
distâncias de 3 a 7mm da linha de soldagem através do software Quantikov. A
Figura 4.39 mostra as microestruturas obtidas nas distâncias de 5 e 7mm em que
o tamanho de grão ferrítico foi de 98,8 ± 23,5µ. Não se confirmou formação de
martensita, após resfriamento com nitrogênio, o que mostra que esse aço não
sofreu austenitização no aquecimento e, simultaneamente, os elementos
estabilizadores Ti, V e Nb, fixaram o C e N e evitaram crescimento de grão
excessivo.
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
120
Figura 4.37 – Microestrutura do aço inoxidável ferrítico AISI 409 mostrando a
presença de ferrita e “pits” de corrosão. Aumento: 100X Ataque: acido oxálico
10%.
(a)
(b)
(c)
(d)
Figura 4.38 – Macroestrutura após ciclo térmico, segundo a direção do
aquecimento mostrando a linha de soldagem (a), região intermediaria (b) e (c) e
final do aquecimento (d). Aumento:12,5X
Capítulo 4 – Discussão de Resultados
121
Figura 4.39 – Microestrutura do Material AISI 409 nas regiões distantes de 5 e
7mm da linha de soldagem. Ataque: Vilela – Aumento:50X.
Capítulo 5
CONCLUSÕES
-
A instalação de um sistema para controle de pré-aquecimento, com um
transformador e um varivolt, possibilitou a variação da tensão de entrada e
conseqüentemente, a potência elétrica do sistema de pré-aquecimento.
-
A atualização do sistema de supervisão permitiu o controle do sistema de gás
e pré-aquecimento.
-
O sistema proposto para medição da resistência dinâmica através da medição
da tensão e corrente sobre os corpos-de-prova permitiu avaliar a resistência
dinâmica com auxílio da interface com a placa de aquisição de dados e o
sistema supervisório.
- A inaplicabilidade da solução de Grong (Grong, 1994) para o modelo de
Rosenthal (Rosenthal, 1935) se justifica , pela consideração do rendimento
Térmico decrescente em função da distância e da velocidade de resfriamento
utilizada .
-
A temperatura de pré-aquecimento até 300°C, no sistema utilizado, não
provocou alteração da velocidade de resfriamento para um índice de confiança
de 95%.
122
Capítulo 5 – Conclusões
-
123
Foi possível a modelagem matemática do ciclo térmico para as situações sem
e com adição de gás e o erro obtido foi 17% com desvio de 5,12.,
5.1 – Sugestões para Trabalhos Futuros
-
Desenvolver o modelo bidimensional da transferência de calor nas chapas,
utilizando uma solução numérica.
-
Estabelecer, através do sistema de automação pela aplicação de pré-carga,
entre os corpos-de-prova, valores de resistência de contato inicial, testando,
em seguida, a qualidade das soldas obtidas.
-
Controlar através da fonte tiristorizada o crescimento da corrente através do
corpo-de-prova para simular pré-aquecimento da junta e um sistema para
controle de vazão, utilizando-se motor de passo.
-
Instalação de um controlador PID no sistema de aplicação de força para
permitir um controle eficiente a partir de um valor de referência fornecido pelo
operador.
-
Desenvolver um sistema para aquisição de dados, para a máquina de solda,
utilizando microcontrolador.
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144
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Apêndice A
CURVAS TEÓRICAS / EXPERIMENTAIS
Curva Teórica/Experimental
1000
Distância, mm
3
5
7
Modelo
o
Temperatura, C
800
600
400
200
0
0
4
tempo, s
8
12
Figura A.1 – Comparação entre as curvas teóricas e experimentais, para tempo de
soldagem de 3,5s, com vazão de 15l/min.
124
Apêndice A
125
Curva Teórica/Experimental
1000
Distância, mm
3
5
7
Modelo
o
Temperatura, C
800
600
400
200
0
0
2
4
6
8
10
tempo, s
12
14
Figura A.2 – Comparação entre as curvas teóricas e experimentais, para tempo de
soldagem de 4,5s, com vazão de 15l/min.
Curva Teórica/Experimental
1200
Distância, mm
3
5
7
Modelo
o
Temperatura, C
1000
800
600
400
200
0
0
5
10
tempo, s
15
20
Figura A.3 – Comparação entre as curvas teóricas e experimentais, para tempo de
soldagem de 5,5s, com vazão de 15l/min.
Apêndice A
126
Curva Teórica/Experimental
1200
Distância, mm
3
5
7
Modelo
o
Temperatura, C
1000
800
600
400
200
0
0
5
10
tempo, s
15
20
Figura A.4 – Comparação entre as curvas teóricas e experimentais, para tempo de
soldagem de 6,54s, com vazão de 15l/min.
Curva Teórica/Experimental
1200
Distância, mm
3
5
7
Modelo
o
Temperatura, C
1000
800
600
400
200
0
0
6
12
tempo, s
18
24
Figura A.5 – Comparação entre as curvas teóricas e experimentais, para tempo de
soldagem de 7,55s, com vazão de 15l/min.
Apêndice A
127
Curva Teórica/Experimental
1400
Distância, mm
3
5
7
Modelo
1000
o
Temperatura, C
1200
800
600
400
200
0
0
5
10
15
20
tempo, s
25
30
Figura A.6 – Comparação entre as curvas teóricas e experimentais, para tempo de
soldagem de 8,49s, com vazão de 15l/min.
Curva Teórica/Experimental
1400
Distânica, mm
3
5
7
Modelo
1000
o
Temperatura, C
1200
800
600
400
200
0
0
10
20
tempo, s
30
Figura A.7 – Comparação entre as curvas teóricas e experimentais, para tempo de
soldagem de 9,49s, com vazão de 15l/min.
Apêndice A
128
Curva Modelada/Experimental
Distância, mm
3
5
7
Modelado
600
o
Temperatura, C
800
400
200
0
0
10
20
tempo, s
30
40
Figura A.8 – Comparação entre as curvas teóricas e experimentais, para tempo de
soldagem de 3,59s, sem adição de gás.
Curva Teorica/Experimental
Distância, mm
3
5
7
Modelado
600
o
Temperatura, C
800
400
200
0
0
10
20
tempo, s
30
40
Figura A.9 – Comparação entre as curvas teóricas e experimentais, para tempo de
soldagem de 4,28s, sem adição de gás.
Apêndice A
129
Curva Teórica/Experimental
Distânica, mm
3
5
7
Modelo
600
o
Temperatura, C
800
400
200
0
0
10
20
tempo, s
30
40
Figura A.10 – Comparação entre as curvas teóricas e experimentais, para tempo
de soldagem de 5,08s, sem adição de gás.
Curva Teórica/Experimental
1200
Distânica, mm
3
5
7
Modelo
o
Temperatura, C
1000
800
600
400
200
0
0
10
20
tempo, s
30
40
Figura A.11 – Comparação entre as curvas teóricas e experimentais, para tempo
de soldagem de 6,48s, sem adição de gás.
Apêndice A
130
Curva Teórica/Experimental
1200
Distânica, mm
3
5
7
Modelo
o
Temperatura, C
1000
800
600
400
200
0
0
10
20
tempo, s
30
40
Figura A.12 – Comparação entre as curvas teóricas e experimentais, para tempo
de soldagem de 7,59s, sem adição de gás.
Curva Teórica/Experimental
1200
Distânica, mm
3
5
7
Modelo
o
Temperatura, C
1000
800
600
400
200
0
0
10
20
tempo, s
30
40
Figura A.13 – Comparação entre as curvas teóricas e experimentais, para tempo
de soldagem de 8,18s, sem adição de gás.
Apêndice B
Planilha de Ligações
Tabela B.1 – Planilha de ligação do sistema.
De
Disjuntor quadro de
força
Disjuntor quadro de
força
Fonte Tiristor
Fonte Tiristor
Borneira
Para
Borneira
Observações
R
Fonte Tiristor
A1
Alimentação fonte tiristor
S
A3
A4
Fonte Tiristor
Máquina
Máquina
Contator
Máquina
Contator
Máquina
Placa de
transformadores
Placa de
transformadores
Placa de
transformadores
Placa de
transformadores
Placa de relés
A2
M1
M2
Alimentação fonte tiristor
Alimentação máquina
Alimentação máquina
Fonte Tiristor
A1
C1
C2
Alimentação contator
Acionamento pela saída do
computador
Placa de relés
V3
Shunt
B1
S1
Saída do sinal de corrente do shunt
Shunt secundário
B2
S2
P5
Saída do sinal de corrente do shunt
Tensão secundária da máquina de
solda
Tensão secundária da máquina de
solda
Alimentação da válvula solenóide
Ligação do terra solenóide e terra da
fonte de 24 V
Corpo de prova
CP1
corpo de prova
Válvula de gás
CP2
X1
Válvula de gás
X2
Placa de relés
V2
D1
Alimentação placa de relés (15 V)
Placa de relés
Placa de relés
Placa de relés
Placa amplificadora
Placa amplificadora
Placa amplificadora
AC 127 V
AC 127 V
V1
V4
V6
D1
D2
D3
D3
A2
P4
P1
P2
P3
Alimentação placa de relés (Terra)
Alimentação contator da máquina
Alimentação da válvula de gás (24 v)
Alimentação +15 V
Alimentação Terra
Alimentação -15 V
1 Alimentação 127 V
2 Alimentação 127 V
Fonte 24 V
Placa
amplificadora
Placa
amplificadora
Fonte tiristor
Fonte de 24 V
Fonte 15 V
Fonte 15 V
Fonte 15 V
Placa fontes
Placa fontes
131
T1
T2
V5
Apêndice B
132
Placa de relés
U1
Placa de relés
U2
Placa de relés
U4
Placa amplificadora
F1
Placa amplificadora
F2
Placa amplificadora
F3
Placa amplificadora
F4
Placa amplificadora
F5
Placa amplificadora
F6
De
Placa amplificadora
Placa amplificadora
Placa amplificadora
Placa amplificadora
Placa amplificadora
Placa amplificadora
Borneira
E1
E2
E3
E4
E5
E6
Fonte tiristor
B1
Fonte tiristor
B2
Fonte tiristor
Placa de
Transformadores
Placa de
Transformadores
Placa de
Transformadores
Placa de
Transformadores
B3
T3
T4
S3
S4
Placa de
aquisição
Placa de
aquisição
Placa de
aquisição
Placa de
aquisição (13)
Placa de
aquisição (13)
Placa de
aquisição (14)
Placa de
aquisição (14)
Placa de
aquisição (15)
Placa de
aquisição (15)
Para
Termopar 1 (13)
Termopar 1 (13)
Termopar 2 (14)
Termopar 2 (14)
Termopar 3 (15)
Termopar 3 (15)
Placa de
Aquisição
Placa de
Aquisição
Placa de
Aquisição
Placa de
Aquisição (12)
Placa de
Aquisição (12)
Placa de
Aquisição (11)
Placa de
Aquisição (11)
CN3 (B9) Saída digital 8 (contator da máquina)
CN3 (B7)
CN3
(B17)
CN2
(A17)
Saída digital 6 (Válvula solenóide)
Ligação com terra da placa de
aquisição
Termopar 1
CN2 (A8) Termopar 1
CN2 (A9)
CN2
(A10)
CN2
(A11)
CN2
(A12)
Termopar 2
Termopar 2
Termopar 3
Termopar 3
Borneira
Z1
Z2
Z3
Z4
Z5
Z6
Observações
Temperatura ponto 1
Temperatura ponto 1
Temperatura ponto 2
Temperatura ponto 2
Temperatura ponto 3
Temperatura ponto 3
CN3 (B8)
CN2
(A14)
CN2
(A13)
Gatilho fonte tiristor
Comum
Saída analógica 0 (Controle da
tensaõ da fonte tiristor)
Sinal de tensão secundáira sobre o
CN2 (A5) corpo de prova
Sinal de tensão secundáira sobre o
CN2 (A6) corpo de prova
CN2 (A3) Sinal de corrente shunt secundário
CN2 (A4) Sinal de corrente shunt secundário
Apêndice C
FONTE TIRISTORIZADA
Tiristor é o nome de uma família de componentes eletrônicos que possuem
características especiais de operação. A maioria destes componentes se distingue
por possuir um terminal extra (gatilho) cuja função é controlar o dispositivo,
permitindo ou não a sua condução. Alguns dos componentes pertencentes à
família dos tiristores, são: SCR, TRIAC, GTO. Ao contrário dos transistores
bipolares e dos FET’s, que podem funcionar como amplificadores lineares ou
como chaves, os tiristores funcionam apenas como chave.
Para controle de pré-aquecimento durante o processo de soldagem, será
desenvolvido uma fonte tiristorizada, cujo layout está na Fig.C1 e Fig.C2
As
temperaturas aplicadas serão de 100°C e 200°C. Essa fonte consiste de dois
SCR’s em antiparalelo, controlados por uma placa desenvolvida especialmente
para gerar pulsos para disparo dos gatilhos. Esta placa é baseada no circuito
integrado TCA 785, cuja finalidade é a de facilitar e tornar os projetos de sistemas
desse tipo mais compactos e confiáveis. Inicialmente, é interessante analisar
algumas partes de seu circuito interno. Sua pinagem é mostrada na Fig. C3.
133
Apêndice C
134
Figura C1 – Layout do circuito impresso desenvolvido para a fonte tiristor
Figura
C2
–
Layout
da
placa
desenvolvida
para
a
fonte
tiristor
Apêndice C
Figura C3 – Pinagem do circuito integrado TCA 785
Figura C4 – Tensão de rampa, tensão de referência e geração de pulsos
135
Apêndice C
136
Todo circuito de disparo deve ser sincronizado ou ocorrerá o disparo aleatório dos
SCR’s. Um ponto de referência para sincronismo é a passagem da rede por zero.
Isto ocorre a cada 8,33 ms, aproximadamente, em redes de 60 Hz. No TCA 785,
existe um detector de passagem por zero, que gera um pulso de sincronismo toda
vez que a tensão da rede passa por zero. A entrada de tensão de referência de
sincronismo é no pino 5. A base de sincronismo é um gerador de rampa, cuja
característica é ajustada por R10 e C7, nos pinos 9 e 10, respectivamente. O
gerador de rampa fornece uma tensão que varia linearmente com o tempo.
A tensão da rampa V10 é comparada com a tensão de controle V11, no pino 11 do
TCA 785, essa tensão de controle é um sinal gerado através da saída analógica 0
da placa de aquisição de dados, que corresponde à tensão de pré-aquecimento.
Quando a tensão de controle corta a tensão de rampa, é gerado um pulso e o
SCR é disparado, definindo-se assim o ângulo de disparo. Quanto maior for a
tensão de referência, ou seja, a tensão de controle, menor será a tensão na saída
da fonte e vice versa. Uma tensão de 0 volts na saída analógica 0, indica uma
tensão correspondente na máquina de 220/volts e uma tensão de 10 volts na
saída analógica 0, corresponde a uma tensão na máquina de 0 volts.
O TCA 785 possui uma saída Q1 (pino 14) e outra Q2 (pino 15) defasadas em
180º. Enquanto Q1 serve para disparar um SCR no semiciclo negativo, Q2 é
usada para disparar um segundo SCR no semiciclo positivo. Para garantir o
disparo do SCR em aplicações com carga indutiva, o pino 12 deve esta curtocircuitado à terra, sendo assim, a largura dos pulsos será fixa estendendo-se do
instante do disparo até o início do próximo semiciclo.
Apêndice C
137
Para iniciar a soldagem, aplica-se 0 na saída analógica gerando uma tensão de
220 volts para a máquina com o sistema de supervisão ativando o contator.
.
Apêndice D
SENSORES DE TEMPERATURA
A aquisição de temperatura durante o ciclo de soldagem pode ser feita por meio
de termopares, que são transdutores básicos e compreendem dois fios
dissimilares, unidos em uma das extremidades.
A Figura D1 mostra o desenho esquemático de um termopar. Unindo as
extremidades de dois metais diferentes “x” e “y” e submetendo as junções “a” e “b”
a temperaturas diferentes T1 e T2, surge uma força eletromotriz (normalmente da
ordem de mV) entre os pontos “a” e “b”, denominada tensão termoelétrica.
A Figura D2 mostra um termopar utilizado para medir a temperatura T1.
O instrumento indicará uma tensão proporcional à diferença (T1 - T2), em que T2 é
geralmente a temperatura ambiente. A tensão gerada pelo termopar (que é
medida) pode ser convertida em um valor de temperatura por meio de uma curva
de calibração que relaciona as duas grandezas.
A princípio, um termopar pode ser confeccionado com dois metais diferentes
quaisquer, entretanto, devido a uma série de fatores (contaminações, custos,
138
Apêndice D
139
repetibilidade, ponto de fusão, homogeneidade, etc), são oferecidas poucas
combinações comerciais.
Alguns termopares comerciais são citados na Tab. DT1.
Tabela DT1– Termopares comerciais e principais características (Zaro, 2004).
Termopar
Aplicações
Vantagens
Desvantagens
J (ferro- constantã):
Têmpera,
Baixo custo
Usados em tubos de
-190oC a 870oC
recozimento, fornos
proteção para
elétricos
T>480oC
Tratamento
Adequado para atmosferas
Vulnerável a
térmico, fornos,
oxidantes, boa resistência
atmosferas redutoras
fundição e banhos
mecânica
T (cobre-constantã):
Estufas, banhos,
Resiste a atmosferas
Oxidação do cobre
-190oC a 370oC
fornos elétricos
corrosivas, redutoras e
acima de 315oC
para baixa
oxidantes.
K (cromel-alumel):
o
o
-18 C a 1370 C
temperatura
Apêndice D
140
Figura D1 – Dois metais diferentes, “x” e “y”, com as extremidades unidas e
mantidos a temperaturas diferentes.
Figura D2 – Medição de temperatura com termopar.
Apêndice D
141
A imprecisão da medida de um termopar decorre de quatro fatores:
-
Imprecisão do termopar , fios de compensação e do instrumento;
-
Eventual erro na temperatura ambiente;
A Tabela DD2 mostra a precisão de acordo com os diferentes tipos de termopar.
Tabela DD2 – Precisão para diferentes termopares (Zaro, 2004).
Tipo
Faixa (ºC)
Precisão
K
0 a 277oC
2,2oC
277 a 1260oC
0,75%
-18 a 540oC
1,4oC
540 a 1540oC
0,25%
ReS
J
T
o
0 a 277 C
2,2oC
277 a 760oC
0,75%
-101 a –59oC
2%
-59 a 93oC
0,8oC
93 a 371oC
0,75%
Apêndice E
AMPLIFICADORES DE SINAL
O INA118 é um amplificador de instrumentação de baixa potência, para vários
propósitos e que possui alta precisão. O seu projeto envolve um circuito composto
de três amplificadores operacionais, o que possibilita diferentes tipos de
aplicações.
O ganho é ajustado através de um único resistor externo, que possibilita uma
variação de 1 a 10000. A proteção do sinal de entrada permite tensões de até +/40V sem danificar o circuito. O INA118 é ajustado por laser para uma tensão muito
baixa de offset (50µV), drift (0,5 µV/ºC) e uma elevada rejeição de modo comum
(110dB para ganho 1000). O circuito pode ser alimentado com fontes de até +/1,35V. A faixa de temperatura de operação é de –40oC a 85oC. As Figuras E1 e
E2 mostram, respectivamente, o circuito interno do amplificador e o seu circuito
integrado.
O ganho é ajustado através do resistor RG (Fig. 2.18), e pode ser calculado
através da Eq.1:
Ganho = 1 +
142
50kΩ
RG
(1)
Apêndice E
143
onde RG = resistor de ganho (Ω).
A Tabela EE1 mostra o erro para os ganhos de 1,10,100 e 1000.
Tabela EE1 – Erro para os ganhos de 1,10,100 e 1000.
Ganho
1
10
100
1000
Erro (%) +/-0,024 +/-0,4 +/-0,5 +/-1
Figura E1 – Circuito interno do amplificador INA118.
Top
R 1
VI 2
VI 3
V 4
5 R
6 V
7 V
8 R
Figura E2 – Circuito integrado do amplificador INA118.
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