Pontifícia Universidade Católica de Minas Gerais
Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica
Dissertação de Mestrado
INFLUÊNCIA DA FORÇA NA SOLDAGEM
DE TOPO POR RESISTÊNCIA DO AÇO
INOXIDÁVEL AISI 409
Pedro Paiva Brito
Belo Horizonte
2007
Pedro Paiva Brito
INFLUÊNCIA DA FORÇA NA SOLDAGEM
DE TOPO POR RESISTÊNCIA DO AÇO
INOXIDÁVEL AISI 409
Dissertação apresentada ao Departamento de
Engenharia Mecânica como parte dos
requisitos para obtenção do título de Mestre
em Ciências em Engenharia Mecânica.
Orientador: José Rubens Gonçalves Carneiro
Belo Horizonte
2007
Pedro Paiva Brito
Influência da Força na Soldagem de Topo por Resistência do Aço
Inoxidável AISI 409
Dissertação apresentada ao Departamento de Engenharia Mecânica
como parte dos requisitos para obtenção do título de Mestre em
Ciências em Engenharia Mecânica.
Belo Horizonte, 2007.
José Rubens Gonçalves Carneiro (Orientador) – PUC Minas
Paulo César de Matos Rodrigues (Examinador Externo) – UFMG
Denilson Laudares Rodrigues (Examinador Interno) – PUC Minas
Aos meus pais, meus maiores mestres.
AGRADECIMENTOS
Ao meu orientador José Rubens pelo aprendizado e pelo incomparável zelo
dispensado a esse trabalho.
Ao meu amigo e mestre Attenister Tarcísio Rêgo e meu grande amigo Tarcísio
Flávio Umbelino Rêgo, pelo comprometimento e incansável apoio, sem o qual
esse trabalho jamais se teria realizado.
Aos meus pais e meu irmão Francisco pelo apoio, especialmente na parte final
desse trabalho.
À minha namorada, Esther de Magalhães Correia, pela compreensão nos
momentos de ausência e por me haver apoiado em tudo, desde o início.
Aos funcionários da PUC, que grande auxílio técnico prestaram: Ivan José
Santanta, Vinícius Maia de Sá e Carlos Eduardo dos Santos.
À Fundação de Amparo à Pesquisa de Minas Gerais pela bolsa de estudos.
À Pontifícia Universidade Católica de Minas Gerais pela concessão dos
laboratórios e equipamentos.
RESUMO
O presente trabalho tem como objetivo o estudo da influência da força na
soldagem de topo por resistência do aço inoxidável ferrítico AISI 409. Os testes
de soldagem foram realizados em chapas com 1,6 mm de espessura. A força de
soldagem foi aplicada sobre os corpos-de-prova com um cilindro pneumático
acionado com diferentes pressões. O valor da força foi medido durante todo o
processo com uma célula de carga ligada a um sistema de aquisição de dados. A
resistência de contato e a temperatura das chapas também foram monitoradas
durante o processo. Graças à metodologia empregada, foi possível avaliar o
impacto da força de soldagem nos demais parâmetros do processo. Verificou-se
que a força apresenta uma correlação positiva com a taxa de variação resistência
dinâmica. Os corpos-de-prova soldados foram submetidos à análise de
microestrutra onde se observou que, na presença de força, ocorre diminuição de
inclusões e óxidos na região da solda.
Palavras-chave: Soldagem por resistência, AISI 409, força de soldagem,
resistência dinâmica.
ABSTRACT
The present works aims at assessing the influence of the force applied to the
resistance butt welding of AISI 409 ferritic stainless steels. The welding
experiments were performed on plates with 1,6 mm thickness. The welding force
was applied using a pneumatic piston which was used with different pressure
settings. The value of the applied force was measured during the experiments with
a strain-gage based force cell connected to a data acquisition system. The
dynamic resistance of the weld and the specimens’ temperature were also
monitored during the tests. The methodology adopted in this work allowed for the
evaluation of the impact of the welding force on the remaining process
parameters. It was verified that the force has a positive correlation with the rate of
change of the dynamic resistance. The welded specimens were analyzed using
optical microscopy and it was verified that when force is applied, the quantity of
irregularities and impurities present in the faying interface is lessened.
Keywords: Resistance welding, AISI 409, welding force, dynamic resistance.
LISTA DE FIGURAS
FIGURA 2.1 Aço inoxidável ferrítico sem corrosão intergranular ..........................25
FIGURA 2.2 Corrosão intergranular em aço inoxidável ferrítico............................25
FIGURA 2.3 Crescimento de grão na soldagem do aço AISI 430.........................27
FIGURA 2.4 Principais processos de soldagem por resistência ...........................29
FIGURA 2.5 Representação dos principais componentes de um transformador
monofásico ...........................................................................................................31
FIGURA 2.6 Resistências do circuito de soldagem na soldagem de topo por
resistência ...........................................................................................................34
FIGURA 2.7 Resistência de contato em função da temperatura e da pressão para
aço carbono...........................................................................................................38
FIGURA 2.8 Resistência de contato em função da temperatura e da pressão para
aço inoxidável AISI 304.........................................................................................38
FIGURA 2.9 Evolução da força de soldagem em equipamentos de diferente
rigidez
...........................................................................................................40
FIGURA 2.10 Evolução da força na soldagem por pontos....................................41
FIGURA 3.1 Dimensões em milímetros dos corpos-de-prova utilizados nos
experimentos.........................................................................................................42
FIGURA 3.2 Diagrama de blocos dos equipamentos utilizados nos testes de
soldagem
...........................................................................................................43
FIGURA 3.3 Máquina soldagem modificada para soldagem de topo de chapas ..45
FIGURA 3.4 Fotografia mostrando a atual condição da máquna de soldagem ....46
FIGURA 3.5 Circuito equivalente da máqiuna de soldagem .................................47
FIGURA 3.6 Ligação entre o contator da máquina de soldagem e o sistema de
controle
...........................................................................................................47
FIGURA 3.7 Transformador auxiliar de pré-aquecimento montado na máquina de
soldagem
...........................................................................................................48
FIGURA 3.8 Ligação dos relés que acionam o pré-aquecimento..........................49
FIGURA 3.9 Fotografia da montagem do pistão pneumático na máquina de
soldagem
...........................................................................................................50
FIGURA 3.10 Pontos de injeção de nitrogênio na máquina de soldagem.............51
FIGURA 3.11 Diagrama esquemática da ligação do cilindro de gás com o sistema
de controle ...........................................................................................................52
FIGURA 3.12 Tela principal do programa de computador utilizado nos testes .....53
FIGURA 3.13 Desenhos indicando as dimensões da célula de carga (a) e (b) e
sua forma geral (c) ................................................................................................55
FIGURA 3.14 Circuito eletrônico dos amplificadores de sinal utilizados ...............56
FIGURA 3.15 Circuito usado na medição da corrente de soldagem .....................57
FIGURA 3.16 Circuito usado na medição da tensão de soldagem .......................58
FIGURA 4.1 Curva de Calibração dos termopares em função do sinal de tensão
amplificado ...........................................................................................................64
FIGURA 4.2 Evolução da temperatura para o tempo de soldagem de 1s, com préaquecimento..........................................................................................................65
FIGURA 4.3 Curva de calibração da célula de carga............................................66
FIGURA 4.4 Evolução da força durante a soldagem, com tempo de soldagem de
1,5s, sem pré-aquecimento e força aplicada de 300N ..........................................67
FIGURA 4.5 Dados correspondentes ao sinal de tensão adquirido durante a
soldagem, com tempo de soldagem de 1s e força de 600N .................................68
FIGURA 4.6 Dados correspondentes ao sinal de corrente adquirido durante a
soldagem, com tempo de soldagem de 1s e força de 600N .................................69
FIGURA 4.7 Relação de fases entre os sinais de corrente e tensão ....................70
FIGURA 4.8 Corrente eficaz de soldagem, comparada com o valor realmente
medido
...........................................................................................................70
FIGURA 4.9 Tensão eficaz de soldagem, comparada com o valor realmente
medido
...........................................................................................................71
FIGURA 4.10 Evolução da resistência dinâmica, para o tempo de soldagem de
1s, sem pré-aquecimento e sem força aplicada ....................................................72
FIGURA 4.11 Evolução da resistência dinâmica, para o tempo de soldagem de
1s, sem pré-aquecimento e com força aplicada de 300N .....................................73
FIGURA 4.12 Evolução da resistência dinâmica, para o tempo de soldagem de
1s, sem pré-aquecimento e com força aplicada de 600N .....................................73
FIGURA 4.13 Evolução da resistência dinâmica, para o tempo de soldagem de
1s, com pré-aquecimento e sem aplicação de força .............................................75
FIGURA 4.14 Evolução da resistência dinâmica, para o tempo de soldagem de
1s, com pré-aquecimento e com força aplicada de 300N .....................................75
FIGURA 4.15 Evolução da resistência dinâmica, para o tempo de soldagem de
1s, com pré-aquecimento e com força aplicada de 600N .....................................76
FIGURA 4.16 Evolução da resistência dinâmica, para o tempo de soldagem de
2s, sem pré-aquecimento e com força aplicada de 600N .....................................77
FIGURA 4.17 Corpo-de-prova submetido à soldagem por 3s, com força aplicada
de 600N sem pré-aquecimento .............................................................................78
FIGURA 4.18 Evolução da resistência dinâmica para o tempo de soldagem de 3s,
sem pré-aquecimento e força aplicada de 600N ...................................................78
FIGURA 4.19: Evolução da força durante a soldagem para o tempo de soldagem
de 3s, força aplicada de 600N, sem pré-aquecimento ..........................................79
FIGURA 4.20: Corpo-de-prova submetido à soldagem por 3s, com força aplicada
de 300N sem pré-aquecimento .............................................................................80
FIGURA 4.21: Evolução da resistência dinâmica para o tempo de soldagem de 3s,
sem pré-aquecimento e força aplicada de 300N. ..................................................80
FIGURA 4.22: Evolução da força durante a soldagem para o tempo de soldagem
de 3s, força aplicada de 300N, sem pré-aquecimento ..........................................81
FIGURA 4.23: Corpo-de-prova submetido à soldagem por 3s, sem força aplicada
e sem pré-aquecimento.........................................................................................82
FIGURA 4.24: Evolução da resistência dinâmica para o tempo de soldagem de 3s,
sem força aplicada e sem pré-aquecimento..........................................................83
FIGURA 4.25: Evolução da resistência dinâmica média em função do tempo de
soldagem para as forças aplicadas de 0, 300 e 600N...........................................84
FIGURA 4.26: Evolução da resistência dinâmica para o tempo de soldagem de 3s,
sem força aplicada e sem pré-aquecimento..........................................................85
FIGURA 4.27: Evolução da resistência dinâmica para o tempo de soldagem de 3s,
sem força aplicada e sem pré-aquecimento..........................................................88
LISTA DE TABELAS
TABELA 2.1 Composição química média de alguns aços inoxidáveis ferríticos ...21
TABELA 3.1 Parâmetros dos ensaios realizados..................................................62
TABELA 4.1Composição química do aço utilizado nos experimentos ..................63
TABELA 4.2 Valores médios de resistência dinâmica e os respectivos desviopadrão
...........................................................................................................72
NOMENCLATURA
A – área de um condutor (m2);
E – energia de soldagem (J);
G – ganho de um amplificador de sinal (depende);
I – corrente elétrica (A);
I1 – corrente no enrolamento primário de um transformador (A);
I2 – corrente no enrolamento secundário de um transformador (A);
Is – corrente de soldagem (A);
L – comprimento de um condutor (m);
n – número de pontos tomados para o cálculo do valor eficaz (adimensional);
N1 – número de espiras do enrolamento primário de um transformador
(adimensional)
N2 – número de espiras do enrolamento secundário de um transformador
(adimensional)
Q – calor gerado durante a soldagem (J);
R – resistência elétrica de um condutor qualquer (Ω);
R1 e R2 – resistências elétricas dos corpos-de-prova (Ω);
RC – resistência de contato entre os corpos-de-prova (Ω);
RCE – resistência de contato entre eletrodo e peça (Ω);
RE – resistência elétrica dos eletrodos (Ω);
RG – resistência de ganho em um circuito amplificador (Ω);
Ri – resistência elétrica em um ponto qualquer do circuito de soldagem (Ω);
ts – tempo de soldagem (s);
V – queda de tensão sobre um condutor qualquer (V);
V1– tensão no enrolamento primário de um transformador (V);
V2 – tensão no enrolamento secundário de um transformador (V);
XE – valor eficaz de uma grandeza qualquer (depende);
Xi – valor de uma determinada grandeza qualquer (depende);
η − rendimento do processo de soldagem (adimensional);
ρ - resistividade elétrica de um material (Ω x m);
SUMÁRIO
CAPÍTULO 1 INTRODUÇÃO ............................................................. 15
1.1 JUSTIFICATIVA....................................................................................15
1.2 OBJETIVOS .........................................................................................17
1.3 ESTADO DA ARTE ..............................................................................18
CAPITULO 2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA........................................ 19
2.1 AÇOS INOXIDÁVEIS............................................................................19
2.2 AÇOS INOXIDÁVEIS FERRÍTICOS .....................................................21
2.2.1 Soldabilidade dos Aços Inoxidáveis Ferríticos ...............................23
2.3 SOLDAGEM POR RESISTÊNCIA........................................................28
2.3.1 Resistência Dinâmica.....................................................................33
2.3.2 Força de Soldagem........................................................................39
CAPITULO 3 METODOLOGIA EXPERIMENTAL ............................. 42
3.1 MATERIAIS ..........................................................................................42
3.2 MONTAGEM EXPERIMENTAL ............................................................42
3.3 SISTEMA DE SOLDAGEM...................................................................44
3.3.1 Máquina de Soldagem...............................................................44
3.3.2 Transformador de Pré-Aquecimento..........................................48
3.3.3 Pistão Pneumático.....................................................................49
3.3.4 Cilindro de Gás Nitrogênio.........................................................51
3.4 SISTEMA DE CONTROLE ...................................................................52
3.4.1 Sistema de Aquisição de Dados ................................................52
3.4.2 Aquisição do Sinal de Força ......................................................54
3.4.3 Aquisição dos Sinais de Corrente e Tensão de Soldagem........56
3.4.4 Aquisição do Sinal de Temperatura...........................................59
3.5 ENSAIO METALOGRÁFICO DOS CORPOS-DE-PROVA ...................60
3.6 PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL....................................................61
CAPITULO 4 DISCUSSÃO DE RESULTADOS ................................ 63
4.1 ANÁLISE QUÍMICA ..............................................................................63
4.2 CALIBRAÇÃO DOS SENSORES .........................................................64
4.2.1 Calibração dos Termopares ......................................................64
4.2.2 Calibração da Célula de Carga..................................................66
4.3 CORRENTE E TENSÃO DE SOLDAGEM ...........................................68
4.4 RESISTÊNCIA DINÂMICA ...................................................................71
4.5 ANÁLISE METALOGRÁFICA ...............................................................84
CAPITULO 5 CONCLUSÕES E RECOMENDAÇÕES ...................... 91
5.1 CONCLUSÕES.....................................................................................91
5.2 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS....................................92
CAPITULO 6 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS............................ 93
15
1 INTRODUÇÃO
1.1 JUSTIFICATIVA
Um sistema de exaustão automotivo moderno típico pode ser dividido em
duas partes, conhecidas como extremidades quente e fria. A extremidade quente
inicia-se diretamente na saída dos gases do motor, compreendendo o coletor, o tubo
primário e o catalisador. Em sistemas de exaustão mais elaborados existe, também,
uma junta flexível que tem a função de absorver vibrações do motor, que poderiam
provocar danos ao sistema. A extremidade fria inicia-se logo após o catalisador,
consistindo-se principalmente do tubo intermediário, do abafador e do tubo
secundário.
Os sistemas de exaustão com catalisadores geralmente trabalham em
temperaturas mais altas que os sem catalisadores e requerem materiais com maior
resistência a altas temperaturas e à corrosão, como os aços inoxidáveis. Os aços
inoxidáveis são utilizados com mais freqüência nas peças que estão entre o
catalisador e o motor, uma vez que qualquer processo de corrosão que se inicie
antes do catalisador pode gerar resíduos que ficarão aderidos na superfície do corpo
catalítico e diminuir a eficiência da catálise. Automóveis mais sofisticados utilizam na
extremidade quente peças de aço inoxidável revestidas com liga alumínio-silício
(93% Al – 7% Si), sendo que a função básica do revestimento é manter o apelo
visual do produto, pois o aço inoxidável, com apenas alguns dias de serviço no
16
sistema de exaustão, adquire coloração escura, sem, contudo, prejuízo de suas
qualidades metalúrgicas (Baptista, 2002).
Em muitos projetos os aços inoxidáveis são utilizados, também, na
extremidade fria, porém, para carros mais populares, é comum a utilização de aço
baixo carbono revestido com a mesma liga alumínio-silício (93% Al – 7% Si). Alguns
projetos optam, inclusive, por montar as peças internas em aço inoxidável e por
revesti-las externamente com o aço aluminizado, reduzindo assim o custo que seria
de uma peça com a espessura total em inoxidável.
Os veículos movidos a álcool e diesel, conforme as leis brasileiras atuais,
prescindem de catalisadores em seus sistemas de exaustão, praticamente não
utilizando aço inoxidável em seu projeto, sendo, por esta razão, excluídos deste
estudo.
Os aços inoxidáveis ferríticos com baixos teores de cromo atendem às
exigências da aplicação de resistência à corrosão, desempenho em alta temperatura
e boa tenacidade para serem conformados na configuração de tubos. Os tubos de
um sistema de exaustão são fabricados através do processo de soldagem por
indução de alta freqüência que, devido à sua alta produtividade, permite um custo
reduzido do produto. A soldagem por indução de alta freqüência é um processo de
soldagem por deformação pertencente ao segmento de soldagem por resistência,
que utiliza o calor gerado na interface dos materiais pela passagem de um fluxo de
corrente elétrica (efeito Joule) simultaneamente com a aplicação de pressão (CARY,
1998; WRIGHT, 2002; MARTIN, 1971 e RUDD, 1957).
Os equipamentos de soldagem por indução de alta freqüência possuem, em
geral, um alto índice de automatização e são caracterizados por serem
equipamentos compactos e de alto valor agregado (AWS, 1991). No entanto, a alta
17
produtividade desse equipamento torna-o inadequado para a realização de testes de
simulação, uma vez que acarreta desperdício elevado de matéria-prima,
aumentando o custo dos ensaios. Santana et al (2002) buscaram o desenvolvimento
de um equipamento utilizando uma máquina de soldagem por pontos, para simular o
processo de soldagem por indução de alta freqüência industrial. Observou-se a
necessidade de quantificação de parâmetros do processo no equipamento
desenvolvido, para propiciar maior flexibilidade e reprodutibilidade dos resultados
industriais. Dentre os parâmetros, pode ser citada a força de soldagem como um dos
mais importantes com impacto na resistência dinâmica e na expulsão de material
oxidado originário no processo de soldagem, o que motivou a realização do presente
trabalho.
1.2 OBJETIVOS
- Dar continuidade à instrumentação do equipamento de soldagem, realizada
em trabalhos anteriores, incluindo a medição de força aplicada sobre os corpos-deprova;
- Automatização do equipamento para o controle dos seguintes parâmetros do
processo: tempo de soldagem, de pré-aquecimento e de injeção de gás de proteção.
- Estudo do efeito da força de soldagem na resistência dinâmica com e sem
pré-aquecimento da junta.
18
1.3 ESTADO DA ARTE
A tendência dos estudos mais recentes sobre soldagem por resistência é o
desenvolvimento de modelos matemáticos capazes de prever propriedades
mecânicas de materiais soldados, bem como fornecer indicativos sobre a qualidade
das soldas obtidas com base em simulações computacionais (VITEK, ISKANDER e
OBLOW, 2000; IRVING, 1997; CHEN et al, 1997).
Com o objetivo de se verificar os modelos empregados, o monitoramento dos
parâmetros do processo de soldagem, com especial atenção para a força de
soldagem e resistência dinâmica é de grande importância (SONG, ZHANG e BAY,
2005; CHO e RHEE, 2002; CHIEN e KANNATEY-ASIBU, 2002). Considerável
esforço tem sido empreendido na criação de modelos matemáticos em elementos
finitos capazes de descrever o comportamento dessas variáveis com o objetivo
realizar previsões com relação às propriedades mecânicas do material soldado
(HOU et al, 2006; CHENG e ZHOU, 2003; NA e PARK, 1996). Modelos matemáticos
baseados em redes neurais também têm sido desenvolvidos com base na
resistência dinâmica com o objetivo de se criar mecanismos de avaliação da
qualidade das soldas produzidas (CHO e RHEE, 2002).
19
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 AÇOS INOXIDÁVEIS
Os aços inoxidáveis são um grupo especial de ligas Fe-C desenvolvidas para
resistir à corrosão. O campo de aplicação para aços inoxidáveis é vasto e envolve
situações onde é necessário haver resistência à corrosão, em altas e baixas
temperaturas, resistência à tração, ductilidade e em locais onde é necessário haver
higiene e limpeza, como, por exemplo, em cozinhas, hospitais e fábricas de
processamento de alimentos.
O principal elemento de liga é o cromo, que é, também, o responsável por
conferir a propriedade de resistência à corrosão. Em geral, a quantidade de cromo
necessária para atingir esse fim é de aproximadamente 11%. Outros elementos, com
destaque para níquel, molibdênio, titânio, silício e nióbio são adicionados ao material
com vistas em se obter propriedades mecânicas adequadas às aplicações
específicas. O níquel, além de melhorar as propriedades mecânicas dos aços
inoxidáveis, melhora sua resistência à corrosão em soluções neutras de cloretos e
ácidos de baixa capacidade de oxidação. O molibdênio aumenta a faixa de
passividade dos aços inoxidáveis e melhora sua resistência à corrosão em ácidos
sulfúricos e soluções neutras de cloretos. O titânio e o nióbio são acrescentados com
o objetivo de evitar a precipitação de carbonetos de cromo no material, que ocorre
em determinadas condições de temperatura. O silício, assim como o alumínio,
aumenta a resistência à oxidação do aço em temperaturas elevadas.
20
Os aços inoxidáveis se dividem, de acordo com sua estrutura cristalina, nos
seguintes grupos principais:
- Austeníticos: são o tipo mais comum de aço inoxidável. A quantidade
máxima de carbono nesses aços é 0,15% e a quantidade mínima de cromo é 16%.
Os elementos utilizados para estabilização da austenita são o níquel e o manganês;
- Ferríticos: os aços inoxidáveis ferríticos usualmente contêm entre 10,5 e
30% de cromo e possuem elevada resistência à corrosão;
- Martensíticos: os aços inoxidáveis martensíticos contêm geralmente entre 12
e 14% de cromo. Outros elementos de liga comuns são o molibdênio e o níquel. O
teor de carbono presente nesses aços varia entre 0,1 a 1%.
- Duplex: esses aços possuem uma microestrutura mista de austenita e ferrita.
Os aços inoxidáveis duplex possuem elevada quantidade de cromo (entre 18 e 28%)
e uma quantidade moderada de níquel (entre 4,5 e 8%), o que é insuficiente para
gerar uma estrutura completamente austenítica.
A resistência à corrosão depende da passividade do aço, que é a propriedade
do material se manter inalterado no meio circunvizinho. Nos aços inoxidáveis, a
proteção contra corrosão é obtida na presença de oxigênio, com a formação de uma
camada passiva de óxido de cromo na superfície do material. Contudo, de acordo
com o meio no qual o aço está inserido, é possível tal camada não se forme. São
especialmente nocivos os ambientes que contêm cloretos, pois esses competem
com o oxigênio em sua reação para formação do óxido de cromo.
Além disso, utilização de processos de fabricação que envolvem grandes
mudanças de temperatura na peça, como é o caso da soldagem, causa mudanças
microestruturais no material que podem alterar significativamente a estabilidade da
camada passiva e, por conseguinte, o comportamento o aço em frente à corrosão.
21
2.2 AÇOS INOXIDÁVEIS FERRÍTICOS
Aços inoxidáveis ferríticos são ligas Fe-C que contém de 10,5 a 25%Cr em
solução sólida, em uma matriz ferrítica. Em baixas temperaturas, devido à sua
pequena solubilidade na ferrita, os elementos intersticiais (carbono e nitrogênio)
permanecem, em sua maior parte, na forma de precipitados de carbonetos, como
(Cr,Fe)7C3 e (Cr,Fe)23C6. Elementos de liga usualmente encontrados nesses aços
inoxidáveis são: alumínio, molibdênio e silício (GUIMARÃES e MEI, 2004). A Tabela
2.1. mostra a composição química de alguns tipos comuns de aços inoxidáveis
ferríticos.
TABELA 2.1
Composição química média de alguns aços inoxidáveis ferríticos
AISI
C
Cr
Ni
Mo
N
Outros
405
0,08
11,5-14,5
-
-
-
0,10 a 0,30%Al
409
0,08 10,5-11,75 0,5
-
-
6 x (%C) até 0,75%Ti
430
0,12
16-18
-
-
-
-
439
0,12
16-18
-
0,75-1,2
-
6 x (%C) até 0,75%Ti
0,025
[0,20+4(C+N)] até 0,80% (Ti
444 0,025 17,5-19,5 1,01 1,75-2,5
+Nb)
Fonte: Baptista, 2002
O cromo é um elemento alfagênio, isto é, estabiliza a ferrita (fase-α), e sua
presença tende a reduzir ou suprimir completamente o campo de existência da
22
austenita (fase-γ), de acordo com o seu teor presente no aço. Devido a essa
característica, a faixa de temperatura em que há formação de austenita diminui
rapidamente para teores de cromo superiores a 7% e, para teores acima de 13%, a
austenita não mais se forma (MODENESI, 2001). Contudo, com a presença de
elementos gamagênios (estabilizadores da fase-γ), principalmente carbono e
nitrogênio, ocorre expansão do campo de existência da austenita. Portanto, de
acordo com o balanço entre as quantidades de elementos gamagênios e alfagênios
presentes, pode haver transformação parcial de ferrita em austenita em altas
temperaturas (900 a 1200oC), mesmo em aços inoxidáveis ferríticos cujo conteúdo
de cromo é superior a 13% (MODENESI, 2001). A presença de austenita em
temperatura elevadas leva à formação de martensita nos contornos de grão quando
o material é resfriado, o que acarreta em aumento da dureza e perda de ductilidade
do material.
É possível obter aços inoxidáveis completamente não transformáveis
(chamados aços estabilizados), em que não há transformação ferrita-austenita, ao
se adicionar pequenas quantidades (inferiores a 1%) de nióbio e titânio. Nos aços
estabilizados, os carbonetos e nitretos de cromo são substituídos por carbonitretos
de nióbio, Nb(C,N), ou de titânio Ti(C,N) (MODENESI, 2001). Esses precipitados são
mais estáveis que os de cromo, o que ocasiona uma redução no teor de carbono e
nitrogênio em solução sólida, levando, por conseguinte, à diminuição ou eliminação
do campo de existência da austenita (FUJITA et al, 1996; MODENESI, 2001).
Havendo eliminação completa da transformação ferrita-austenita, o aço não mais
pode ser endurecido por têmpera.
Outras formas de estabilização também são possíveis. Recentemente,
Cavazos (2006) propôs a estabilização de um aço inoxidável ferrítico utilizando
23
adições de titânio e zircônio. Além disso, em alguns aços inoxidáveis ferríticos, como
o AISI 439, mostrado na Tabela 2.1., se utiliza apenas o titânio como estabilizante.
Entretanto, ao se substituir uma parcela do titânio adicionado por nióbio obtém-se
melhoria nas propriedades mecânicas do material (FUJITA et al, 1996; MODENESI,
2001). O aço AISI 409 fabricado no Brasil e no Japão, por exemplo, possui adição
de nióbio para estabilização da ferrita (BATISTA, 2002). É importante observar, no
entanto, que a adição em excesso de elementos estabilizantes possui impacto
negativo na tenacidade do material, devido à formação de fases intermetálicas.
Uma tendência mundial na fabricação de aços inoxidáveis ferríticos é a
redução dos teores de carbono e nitrogênio, visando o aumento da tenacidade dos
aços. Quanto maior o teor desses elementos, maior a quantidade de carbonetos
precipitados nos contornos de grão em temperaturas mais baixas (BATISTA, 2002).
2.2.1 Soldabilidade dos Aços Inoxidáveis Ferríticos
Segundo a American Welding Society (1991) a soldabilidade pode ser
definida como “a capacidade de um material ser soldado nas condições de
fabricação impostas por uma estrutura específica projetada de forma adequada e de
se comportar adequadamente em serviço”. Embora a maioria das ligas metálicas
possa ser soldada, dificuldades surgem em casos particulares, de acordo com o tipo
de processo de soldagem utilizado e as características de mircoestrutura e
composição química do material. Um dos problemas associados à soldagem de aços
inoxidáveis ferríticos é a perda de resistência à corrosão, notadamente, a
24
sensibilização à corrosão intergranular (CAVAZOS 2006; NISHIMOTO, 1999;
GOOCH, 1996).
Os problemas de sensibilização à corrosão intergranular se iniciam durante o
resfriamento após aquecimento acima de cerca de 925ºC (NISHIMOTO, 1999).
Nessa temperatura, ocorre precipitação de carbonetos de cromo nos contornos de
grão, o que provoca a diminuição da quantidade de cromo presente nos contornos
de grão e reduz, conseqüentemente, a resistência à corrosão do material nesses
locais. Em tal condição, diz-se que o aço está sensibilizado à corrosão intergranular
e pode haver corrosão localizada nos contornos de grão, ou nas regiões
imediatamente adjacentes a estes. A corrosão ocorre por ataque preferencial nas
regiões onde houve perda de cromo. Usualmente, o ataque progride ao longo de
uma trajetória estreita nos contornos de grão e, em casos mais severos, grãos
inteiros podem ser deslocados devido à completa deterioração dos contornos.
Na soldagem, a sensibilização à corrosão intergranular em aços inoxidáveis
ferríticos ocorre principalmente na zona fundida e na zona termicamente afetada
(ZTA), já que nesses locais se atingem temperaturas suficientemente elevadas para
promover a precipitação de carbonetos de cromo (NISHIMOTO, 1999).
As Figuras 2.1 e 2.2 são apresentadas com o objetivo de se visualizar o
impacto da corrosão intergranular na microestrutura de um aço inoxidável ferrítico no
estado recozido. Na Figura 2.1, mostra-se uma região do aço que não sofreu ataque
e na Figura 2.2, mostra-se uma outra região do mesmo aço que sofreu corrosão
intergranular. O aço das Figuras 2.1 e 2.2 foi estabilizado com titânio e zircônio, e
possui 12,12% de cromo. As imagens foram obtidas em microscópio eletrônico de
varredura (CAVAZOS, 2006).
25
Figura 2.1: Aço inoxidável ferrítico sem corrosão intergranular
Fonte: Cavazos, 2006
Figura 2.2: Corrosão intergranular em aço inoxidável ferrítico
Fonte: Cavazos, 2006
26
A sensibilização à corrosão intergranular é mais pronunciada em aços com
teor de carbono elevado, pois a quantidade de precipitados de cromo formados
durante o aquecimento depende da quantidade de carbono presente no material
(GUIMARÃES e MEI, 2006). Contudo, a redução na quantidade de carbono, por si
só, não se mostra eficaz na diminuição do problema. Conforme menciona Kou
(1987), mesmo aços com teor de carbono de apenas 0,009% são susceptíveis à
corrosão intergranular na soldagem. Uma solução é apontada por Uhlig (1971), que
aponta que recozimento pós-soldagem entre temperaturas de 650 e 815oC facilita a
difusão de átomos de cromo para a região de baixo-cromo adjacente aos
precipitados de carbonetos de cromo auxiliando, pois, o restabelecimento de uma
composição uniforme de cromo. Como conseqüência, tem-se uma ZTA resistente à
corrosão intergranular.
A estabilização dos elementos intersticiais, por intermédio da adição de
elementos estabilizadores como titânio e nióbio é uma medida eficaz para se evitar a
sensibilização à corrosão intergranular, pois tais elementos formam carbonetos e
nitretos mais estáveis que os precipitados formados com o cromo (CAVAZOS, 2006;
NISHIMOTO, 1999; GOOCH, 1996).
Os aços inoxidáveis ferríticos apresentam, também, sérios problemas de
perda de ductilidade e tenacidade na região da solda devido à formação de uma
granulação grosseira, à precipitação de carbonetos e nitretos, e, eventualmente, à
formação de uma rede de martensita nos contornos de grão. A fragilização da solda
em aços inoxidáveis ferríticos é, em geral, mais pronunciada em aços com teor de
cromo elevado e maiores teores de intersticiais.
Os aços inoxidáveis ferríticos são susceptíveis a crescimento de grão quando
aquecidos em temperaturas elevadas (acima de 1200oC). Em tal situação, o aço
27
inoxidável ferrítico tende a apresentar uma estrutura monofásica completamente
ferrítica, o que favorece a dissolução dos carbonetos de cromo. O efeito combinado
da ausência de partículas capazes de fixar os contornos de grão com a elevada
mobilidade
atômica
da
estrutura
ferrítica
possibilita
crescimento
de
grão
extremamente rápido na soldagem (CARY, 1998; MODENESI, 2001). O aumento do
tamanho do grão provoca o aumento da temperatura de transição dúctil-frágil do
material, reduzindo sua tenacidade (MODENESI, 2001; MEYER e DU TOIT, 2001).
Na Figura 2.3, mostra-se o crescimento de grão (mais pronunciado na região da
solda) no aço inoxidável ferrítico AISI 430 após soldagem a Laser (BAYRAKTAR,
MOIRON e KAPLAN, 2006).
Figura 2.3: Crescimento de grão na soldagem do aço AISI 430
Fonte: Bayraktar, Moiron e Kaplan, 2006.
28
Quanto maior o tempo em que o aço permanece acima da temperatura de
dissolução dos carbonetos e carbonitretos precipitados nos contornos de grão, maior
é o crescimento de grão ferrítico (NARITA et al, 1975). Assim, uma forma de se
evitar o aumento do tamanho de grão é diminuir a energia de soldagem empregada
(EASTERLING, 1992). Segundo Gooch (1996) e Meyer e du Toit (2001), o
crescimento de grão ferrítico pode ser inibido com o aumento da quantidade de
austenita formada nos contornos de grão a temperaturas elevadas, o que pode ser
conseguido com a injeção de gás nitrogênio durante a soldagem. Gooch (1996)
aponta ainda que a presença de martensita, formada a partir da austenita durante o
resfriamento, pode ser benéfica do ponto de vista da resistência à corrosão, pois nos
aços completamente ferríticos, o problema de sensibilização à corrosão intergranular
é agravado devido ao crescimento de grão.
A estabilização do aço empregando titânio e nióbio também reduz o
crescimento de grão em aços inoxidáveis ferríticos, devido à maior estabilidade dos
carbonitretos formados por esses elementos em relação aos formados com cromo
(MODENESI, 2001; BAYRAKTAR, MOIRON e KAPLAN, 2006).
2.3 SOLDAGEM POR RESISTÊNCIA
A classificação “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 pelo calor gerado na junta
através da resistência à passagem de uma corrente elétrica (efeito Joule) e pela
29
aplicação de pressão. Em algumas situações pode haver certa quantidade de fusão
na interface. Existem quatro tipos principais de processos de soldagem por
resistência (MODENESI E MARQUES, 2000) que são: soldagem por pontos,
soldagem por costura, soldagem de projeção e soldagem de topo por resistência. Os
processos são ilustrados na Figura 2.4.
(a)
(b)
(c)
(d)
Figura 2.4: Principais processos de soldagem por resistência
Fonte: Modenesi e Marques, 2000
30
A soldagem por pontos é utilizada para se obter a união de chapas
sobrepostas. São utilizados eletrodos (geralmente de cobre) para fazer circular a
corrente elétrica através das peças. Os eletrodos possuem a função adicional de
aplicar força nas chapas. O processo de soldagem por projeção é similar ao
processo de soldagem por pontos, com a diferença que, na soldagem por projeção,
a geometria das peças é de tal forma que permite a formação de pontos de solda em
locais previamente especificados. Na soldagem por costura, se utilizam eletrodos
cilíndricos que giram sobre a superfície das peças. A corrente é aplicada na forma
de pulsos de modo que ao final do processo seja formada uma linha de solda.
Na soldagem de topo por resistência as peças a serem soldadas não se
encontram sobrepostas, como acontece com os três processos descritos acima. As
duas peças são colocadas em contato topo a topo e pressionadas uma contra a
outra. Com a passagem da corrente de soldagem ocorre aquecimento das peças e
redução da resistência mecânica do material. Como resultado, a região sofre
deformação plástica, o que leva à formação de uma rebarba lateral entre as peças
para onde as impurezas da região da junta tendem a migrar. Nesse processo, é
fundamental que exista um contato uniforme entre as superfícies da peça para
garantir uma união livre de descontinuidades (MODENESI e MARQUES, 2000).
A maioria dos equipamentos utilizados nos processos de soldagem por
resistência é formada por um transformador, que permite a obtenção das correntes
elétricas elevadas necessárias à soldagem. O funcionamento do transformador é
baseado em fenômenos de mútua indução presentes entre dois circuitos isolados
eletricamente, porém conectados magneticamente. A Figura 2.5 mostra um
transformador monofásico composto de dois enrolamentos, chamados primário e
secundário, que possuem um número distinto de espiras.
31
Figura 2.5: Representação dos principais componentes de um transformador monofásico
Fonte: Martignoni, 1973
Ao se aplicar uma determinada tensão alternada V1 no primário, ocorrerá a
indução de uma tensão no secundário, resultante da ação do campo magnético φ,
igual a V2. De modo análogo, surgem, também, correntes elétricas I1 e I2. O
enrolamento primário é aquele que está ligado à alimentação. Em uma máquina de
soldagem, portanto, a solda ocorre no circuito secundário do transformador. A
magnitude da tensão ou da corrente induzida no secundário depende da relação de
espiras de cada enrolamento. Matematicamente, é possível representar as relações
entre tensão, corrente e número de espeiras nos enrolamentos primário e
secundário na forma da Equação 2.1:
I1 V2 N2
≈
≈
I2 V1 N1
onde: I1 é a corrente primária (A);
I2 é a corrente secundária (A);
(2.1)
32
V1 é a tensão primária (V);
V2 é a tensão secundária (V);
N2 é o número de espiras do enrolamento secundário;
N1 é o número de espiras do enrolamento primário;
A quantidade total de energia em forma de calor gerada durante a soldagem
em um dado ponto do circuito secundário é dada pela potência elétrica dissipada no
ponto considerado multiplicada pelo tempo de atuação da corrente. A Equação 2.2
expressa essa relação:
ts
E = ∫ Ri ⋅ I2sdt
(2.2)
0
onde: E é a energia empregada (J);
ts é o tempo de soldagem (s);
Ri é a resistência elétrica em um ponto qualquer do circuito secundário do
equipamento de soldagem (Ω);
Is é a corrente elétrica de soldagem (A);
Freqüentemente, adiciona-se um fator responsável pelas perdas de calor.
Desse modo, tem-se:
ts
Q = η ∫ R i ⋅ I2s dt
0
onde: Q é a energia empregada efetivamente transformada em calor (J);
η é o rendimento do processo;
ts é o tempo de soldagem (s);
(2.3)
33
Ri é a resistência elétrica em um ponto qualquer do circuito secundário do
equipamento de soldagem (Ω);
Is é a corrente elétrica de soldagem (A);
A análise das Equações 2.2 e 2.3 mostra que o calor dissipado na junta
aumenta com o quadrado da corrente. Isto quer dizer que, se houver variações na
corrente, deverá haver grandes mudanças no tempo gasto pelo processo, já que a
resistência elétrica do circuito secundário, apesar de variável, é uma característica
do equipamento, dos materiais, das superfícies de contato entre as peças e da
temperatura, e dificilmente pode ser controlada durante o processo. Observa-se, por
outro lado, que tempos curtos requerem uma corrente elevada. A combinação de
tempo reduzido com corrente elevada pode produzir efeitos indesejados na solda,
como, por exemplo, fusão superficial e deterioração dos eletrodos.
Dois fatores que geram variações nos valores da corrente são: flutuações na
tensão de alimentação da máquina e variações na impedância do circuito secundário
em máquinas de corrente alternada. As variações de impedância são causadas por
mudanças na geometria do circuito ou pela introdução de massas variadas de
material magnético no circuito secundário (AWS, 1991).
2.3.1 Resistência Dinâmica
O circuito secundário (ou circuito de soldagem) de uma máquina de soldagem
pode ser entendido, sob o ponto de vista elétrico, de maneira simplificada, como um
34
conjunto de resistências elétricas ligadas em série e a resistência dinâmica é
definida como a soma algébrica dessas resistências. Na Figura 2.6, mostra-se
esquematicamente, uma porção do circuito secundário de uma máquina de
soldagem por resistência de topo.
Figura 2.6: Resistências do circuito de soldagem na soldagem de topo por resistência
Fonte: Próprio trabalho
Como se pode perceber, os eletrodos e os materiais a serem soldados são
formados pelas seguintes componentes resistivas:
- resistência elétrica dos eletrodos (RE);
- resistência elétrica de contato entre os eletrodos e a peça (RCE);
- resistência elétrica dos corpos-de-prova (R1 e R2);
- resistência elétrica de contato entre os corpos-de-prova (RC);
De acordo com as Equações 2.2 e 2.3, a quantidade de calor gerada durante
a soldagem depende diretamente da resistência elétrica de cada ponto. Em geral, a
35
resistência dos eletrodos é desprezível, uma vez que os materiais de que são feitos
(como o cobre, por exemplo) possuem resistividade elétrica muito baixa.
A magnitude da resistência de contato entre os eletrodos e a peça depende
da condição da superfície do eletrodo e do metal de base, do tamanho e da forma da
face do eletrodo e da força aplicada no eletrodo. Tal resistência elétrica é apreciável
e constitui um parâmetro importante para o estudo de desgaste dos eletrodos
(SONG, ZHANG e BAY, 2005). Contudo, essa região do circuito secundário não
atinge, em geral, temperaturas elevadas, devido à dissipação de calor por condução
através dos eletrodos, que são formados por materiais que possuem elevada
condutividade térmica (AWS, 1991; BASTIAN, 1976).
A resistência dos corpos-de-prova depende de sua geometria e de sua
resistividade elétrica. Matematicamente, essa resistência é expressa pela Eq. (2.4):
RCP = ρ
L
A
(2.4)
onde: RCP é a resistência elétrica dos corpos-de-prova (Ω);
ρ é a resistividade elétrica do material (Ω x m);
L é o comprimento do material em que há fluxo de corrente (m);
A é a área do material atravessada pelo fluxo de corrente (m2).
O local de união entre os dois materiais é o ponto de maior resistência do
circuito de soldagem e, conseqüêntemente, o ponto onde se atingem as mais altas
temperaturas
durante
a
soldagem.
O
valor
resistência
de
contato
(e,
conseqüentemente, a resistência dinâmica) varia em larga escala durante a
soldagem e é influenciado por diversos fatores, tais como: tipo de material soldado,
pressão, temperatura, acabamento superficial, entre outros. Por essas razões, a
resistência de contato é considerada um dos parâmetros críticos nos processos de
36
soldagem por resistência. De fato, grande esforço tem sido empreendido por parte
dos pesquisadores ao longo dos anos com o objetivo de monitorar esse parâmetro
durante a soldagem e estudar o impacto causado pelas variações na resistência de
contato na qualidade final da solda (SONG, ZHANG e BAY, 2005; CHIEN e
KANNATEY-ASIBU, 2002; CHOO e RHEE, 2002; NA e PARK, 1996).
O aumento da resistência na interface entre dois materiais se deve ao efeito
de constrição da corrente elétrica na interface dos materiais. Segundo Udin (1954)
quando as superfícies de dois metais são colocadas em contato, a área real de
contato, formada pela deformação das microrugosidades que compõem cada uma
das superfícies, é muito menor (aproximadamente de 5%) que a área de contato
aparente, desde que a pressão externa exercida sobre a interface esteja abaixo do
limite de escoamento do material. Quando dois materiais em contato são percorridos
por uma corrente elétrica, as linhas de fluxo se separam na interface e a condução
da corrente se dá apenas nos poucos pontos onde há, efetivamente, contato entre
uma peça e outra. Essa constrição do fluxo de corrente elétrica se traduz em um
aumento da resistência elétrica na interface. Além disso, resistência elétrica torna-se
maior na interface devido à presença de camadas de materiais de baixa
condutividade elétrica, como filmes de óxidos, óleo, vapor d’água e outras impurezas
(SONG, ZHANG e BAY, 2005).
A resistência de contato pode ser determinada indiretamente durante a
soldagem com a medição da corrente e tensão de soldagem (FONSECA e
BRACARENSE, 1999; CHIEN e KANNATAY-ASIBU, 2002; SONG, ZHANG e BAY,
2005). Se forem conhecidos esses parâmetros, a resistência pode ser calculada pela
Lei de Ohm, como mostra a Eq. (2.5):
R=
V
I
(2.5)
37
onde: R é a resistência de um condutor qualquer (Ω);
V é a queda de tensão sobre o condutor (V);
I é a corrente que atravessa o condutor (A).
Fonseca e Bracarense (1999) realizaram testes de soldagem por pontos com
o objetivo de medir a resistência dinâmica. A metodologia empregada envolveu a
medição da corrente e tensão de soldagem e o cálculo foi feito utilizando-se os
valores de pico destas variáveis. Outros autores realizaram o cálculo da resistência
dinâmica a partir dos valores eficazes da corrente e da tensão (CHO e RHEE, 2002;
SONG, ZHANG e BAY, 2005).
Outra maneira de se obter a resistência dinâmica consiste em se tomar os
valores eficazes de corrente e tensão e então aplicar a Lei de Ohm. Esse
procedimento foi adotado por Song, Zhang e Bay (2005), que comparou a evolução
da resistência dinâmica com respeito à força de soldagem e à temperatura durante a
soldagem de topo por resistência de aço carbono e aço inoxidável austenítico 304. O
comportamento da resistência dinâmica observado é mostrado nas Figuras 2.7 e
2.8. Como se pode perceber, a resistência de contato (e, conseqüentemente, a
resistência dinâmica) varia em larga escala durante a soldagem. Essa variação é
atribuída a uma série de fatores (MACHADO, 2000; FONSECA E BRACARENSE,
1999), cujo comportamento durante a soldagem se explica a seguir: A resistência de
contato inicial é sempre elevada, devido à presença de elementos contaminantes na
interface entre os materiais.
Com a passagem de corrente elétrica, ocorre
aquecimento localizado na região do contato entre as peças, o que ocasiona a
quebra dos contaminantes e redução na resistência de contato.
38
Figura 2.7: Resistência dinâmica em função da pressão e da temperatura para aço carbono.
(Nota: os autores utilizaram o termo “Resistência de Contato” ao invés de “Resistência
Dinâmica” no gráfico. Apesar da imprecisão, manteve-se o termo originalmente empregado.)
Fonte: Song, Zhang e Bay, 2005
Figura 2.8: Resistência de contato em função da pressão e da temperatura para aço AISI 304
(Nota: os autores utilizaram o termo “Resistência de Contato” ao invés de “Resistência
Dinâmica” no gráfico. Apesar da imprecisão, manteve-se o termo originalmente empregado.)
Fonte: Song, Zhang e Bay, 2005
39
O aumento da temperatura leva ao aumento da resistividade elétrica do
material e, por conseguinte, da resistência dinâmica. A resistência continua a se
elevar com a temperatura até que haja suficiente perda da resistência mecânica do
material para provocar a quebra das asperezas superficiais das peças. Nos gráficos
das Figuras 2.7 e 2.8, essa temperatura é de aproximadamente 400ºC. A eliminação
das microrugosidades faz com que a área efetiva de fluxo de corrente aumente e a
resistência de contato experimenta nova queda. O valor da resistência atinge um
ponto de máximo local quando a área efetiva de contato é suficientemente grande
para compensar o aumento de resistividade do material. A partir desse ponto, a
resistência de contato cai até que a solda esteja completa e o seu valor mínimo é
atingido.
2.3.2 – Força de Soldagem
Conforme mencionado anteriormente, os processos de soldagem por
resistência sâo caracterizados pela aplicação de uma pressão na união dos
materiais a serem soldados, além da aplicação da corrente de soldagem. Esta força
é chamade “Força de Soldagem”, embora seja comum que haja aplicação de força
antes e depois do processo. A força de soldagem é um parâmetro importante para a
soldagem por resistência, uma vez que ela afeta diretamente a resistência de
contato entre os materiais (SONG, ZHANG e BAY, 2005).
40
A força de soldagem, geralmente expressa na forma de um valor estático,
varia dinamicamente durante o processo e é afetada por características mecânicas
do equipamento (atrito entre os eletrodos e a peça e inércia das partes móveis da
máquina), bem como pelo campo eletro-magnético formado durante a soldagem.
Tang et al (2003) aponta que a força cresce durante a soldgem, devido à expansão
térmica sofrida pelo material. Assim, em sistemas de maior rigidez, observa-se um
maior aumento da força em relação a sistemas menos rígidos. Tal comportamento
pode ser comprovado nos gráficos comparativos da Figura 2.9 (TANG et al, 2000),
onde é mostrada a variação da força de soldagem com o tempo em equipamentos
de diferentes características mecânicas. As leituras foram feitas em máquinas de
soldagem por pontos.
Figura 2.9: Evolução da força de solagem em equipamentos de diferente rigidez
Fonte: Tang et al, 2000
41
É apontado ainda que a força atinge um ponto de máximo logo após a
aplicação da corrente de soldagem (TANG et al, 2000; CHIEN e KANNATAY-ASIBU,
2002). Os gráficos da Figura 2.10, obtidos na soldagem por pontos de chapas de
aço galvanizado com 0,8 mm de espessura evidenciam este fato. Uma queda no
valor da força pode ser observada após pouco menos de 0,15 s de passagem de
corrente, foi explicada pela perda da rigidez dos materiais soldados, que a esta
altura já estariam suficientemente aquecidos para que houvesse deformação.
Figura 2.10: Evolução da força na soldagem por pontos.
Fonte: Chien e Kannatay-Asibu, 2002
Obeserva-se, pois, que a medição da força durante a soldagem constitui um
importante parâmetro para a avaliação dos processos de soldagem por resistência e
também da vida útil de eletrodos e performance dos equipamentos empregados
(TANG et al, 2003; CHO e RHEE, 2003). Contudo, a medição da força em tais
condições encontra algumas dificuldades experimentais. Chien e Kannatay-Asibu
(2002) e Fonseca e Bracarense (1999) utilizaram transdutores de força construídos a
partir de extesômetros para medir a força durante a soldagem. Transdutores
piezoelétricos também podem ser utilizados, mas possuem a desvantagem de serem
afetados pelo elevado campo magnético gerado pelas máquinas de soldagem.
42
3 METODOLOGIA EXPERIMENTAL
3.1 MATERIAIS
Os corpos-de-prova utilizados nos experimentos, mostrados na Figura 3.1,
foram confeccionados a partir de chapas de aço inoxidável ferrítico AISI 409. A
preparação dos corpos-de-prova para a soldagem foi feita através de corte e, em
seguida, fresagem das superfícies.
Figura 3.1: Dimensões em milímetros dos corpos-de-prova utilizados nos experimentos
Fonte: Próprio trabalho
3.2 MONTAGEM EXPERIMENTAL
Com o intuito de melhor apresentar as características dos equipamentos
utilizados, bem como ilustrar as ligações presentes entre eles, criou-se o diagrama
de blocos da Figura 3.2 que mostra, esquematicamente, a configuração geral de
todo o aparato experimental utilizado nesse trabalho.
43
Como se pode apreender a partir da Figura 3.2, os aparelhos utilizados nos
testes foram divididos em dois sistemas maiores, que são o sistema de soldagem e
o sistema de controle. São partes do sistema de soldagem, além da máquina de
soldagem, os equipamentos acessórios que somam funcionalidade à máquina. Os
elementos deste sistema são: máquina de soldagem, transformador auxiliar, pistão
pneumático e cilindro de gás nitrogênio. O sistema de controle, responsável por
realizar as leituras de dados dos sensores e controlar o funcionamento dos
equipamentos que compõem o sistema de soldagem, é formado pelos seguintes
componentes: placa de aquisição de dados, computador, sensores diversos,
amplificadores de sinal e relés.
Figura 3.2: Diagrama de blocos dos equipamentos utilizados nos testes de soldagem
Fonte: Próprio trabalho
44
3.3 SISTEMA DE SOLDAGEM
3.3.1 Máquina de Soldagem
A máquina utilizada na soldagem foi modificada a partir de uma máquina de
soldagem por pontos, marca Gregori, com potência de 15KVA, alimentada por
tensão alternada de 220V e 60Hz. Em trabalho anterior, Santana (2003) realizou as
adaptações necessárias na máquina para permitir a soldagem de topo de chapas.
Em trabalho subseqüente (A. RÊGO, 2004) foi feita a instrumentação da máquina de
soldagem, o que permitiu a monitoração de diversos parâmetros do processo, tais
como: temperatura, tensão e corrente de soldagem e tempo de soldagem.
Posteriormente, R. Rêgo (2005) desenvolveu um sistema de pré-aquecimento e
controle de pressão do gás de proteção usado na soldagem. Na Figura 3.3 é
mostrada uma fotografia da máquina, onde podem ser vistas parte das modificações
produzidas nos dois primeiros trabalhos citados acima (SANTANA, 2003 e A. RÊGO,
2004).
Um dos problemas encontrados nos trabalhos anteriores (SANTANA, 2003; A.
RÊGO, 2004; R. RÊGO 2005) foi a falta de rigidez nos eletrodos da máquina, o que
limitou a aplicação de força de soldagem durante os ensaios. Face a essa
dificuldade, foi construída uma estrutura suporte onde se apóiam os eletrodos e o
pistão pneumático responsável pela aplicação de força nos corpos-de-prova. A
máquina, no estado em que foi utilizada nos experimentos, é mostrada na fotografia
da Figura 3.4.
45
Figura 3.3: Máquina de soldagem modificada para soldagem de topo de chapas
Fonte: Rêgo, 2004
46
Figura 3.4: Fotografia mostrando a atual condição da máquina de soldagem
Fonte: Próprio trabalho
A máquina de soldagem é, essencialmente, um transformador monofásico
dotado de 4 diferentes derivações (taps 1, 2, 3 e 4). Ao se trocar as derivações,
altera-se a relação de espiras entre os enrolamentos primário e secundário do
transformador da máquina, o que permite a variação da corrente e tensão de
soldagem. Se as perdas de potência entre os enrolamentos primário e secundário do
transformador da máquina de soldagem forem desprezadas, é possível representála, do ponto de vista elétrico, como mostrado na Figura 3.5 (A. RÊGO, 2004).
47
Figura 3.5: Circuito equivalente da máquina de soldagem
Fonte: A. Rêgo, 2004
A máquina possui um contator, que pode ser ativado eletricamente utilizandose um relé auxiliar. Dessa maneira, é possível ligar e desligar a máquina
automaticamente, controlando-se o tempo de soldagem. A ligação realizada para
permitir tal operação é mostrada no diagrama da Figura 3.6.
Figura 3.6: Ligação entre o contator da máquina de soldagem e o sistema de controle
Fonte: Próprio trabalho
48
3.3.2 Transformador de Pré-Aquecimento
O transformador auxiliar de pré-aquecimento foi utilizado pela primeira vez no
trabalho de R. Rêgo (2005), que realizou pré-aquecimento nos corpos-de-prova até
temperaturas de aproximadamente 200oC (R. RÊGO, 2005). A sua montagem na
máquina é mostrada na Figura 3.7. O acionamento do transformador auxiliar é feito
com o comando de 2 relés, ligados de acordo com o diagrama elétrico mostrado na
Figura 3.8. O pré-aquecimento é ativado quando se fecha o contato do relé 02 e se
abre o contato do relé 03. Para desativar o pré-aquecimento, abre-se o contato do
relé 02 e fecha-se o contato do relé 03, o que retira a alimentação do transformador
e deixa o seu enrolamento primário em curto-circuito.
Figura 3.7: Transformador auxiliar de pré-aquecimento montado na máquina de soldagem
Fonte: R. Rêgo, 2005
49
Figura 3.8: Ligação dos relés que acionam o pré-aquecimento
Fonte: R. Rêgo, 2005
3.3.3 Pistão Pneumático
A função do pistão pneumático é aplicar força sobre os corpos-de-prova antes
e durante a soldagem. Na Figura 3.9 é mostrada uma fotografia da montagem do
pistão na máquina, onde se identifica a linha de atuação da força. O cilindro é
operado manualmente: acionando-se um botão, o ar comprimido é direcionado ao
pistão fazendo-o avançar.
50
Figura 3.9: Fotografia da montagem do pistão pneumático na máquina de soldagem
Fonte: Próprio trabalho
Uma válvula reguladora de pressão, instalada junto à linha de ar comprimido
que alimenta o pistão pneumático permitiu o controle da força aplicada sobre os
corpos-de-prova. A aplicação de força foi feita de acordo com 2 diferentes níveis de
pressão (1 e 2bar). As forças resultantes, para cada pressão aplicada foram de,
respectivamente, 300N e 600N.
51
3.3.4 Cilindro de Gás Nitrogênio
A função do cilindro de gás nitrogênio é criar uma atmosfera de proteção
durante a soldagem. Tanto a pressão como a vazão do gás injetados nos corpos-deprova podem ser medidos usando-se um manômetro e um medidor de vazão,
instalados na saída do cilindro. Na fotografia da Figura 3.10 são mostrados os
pontos de injeção do gás nos corpos-de-prova. A saída de gás do cilindro está ligada
a uma válvula solenóide, que é controlada por um relé ligado ao sistema de controle.
Na Figura 3.11 apresenta-se, sob a forma de diagrama, a ligação entre o cilindro e o
restante do sistema.
Figura 3.10: Pontos de injeção de nitrogênio na máquina de soldagem
Fonte: Próprio trabalho
52
Figura 3.11: Diagrama esquemático da ligação do cilindro de gás com o sistema de controle
Fonte: Próprio trabalho
3.4 SISTEMA DE CONTROLE
3.4.1 Sistema de Aquisição de Dados
O sistema de aquisição de dados utilizado anteriormente (A. RÊGO, 2004; R.
RÊGO, 2005) consistiu de uma placa de aquisição de dados de marca Advantech,
modelo
PCL-718,
ligada
a
um
computador.
Um
programa
desenvolvido
especialmente para a placa de aquisição de dados utilizada era responsável por
fazer o controle da soldagem e monitorar as condições do processo. O mesmo
sistema foi utilizado no presente trabalho. As principais caracterísitcas da placa de
aquisição de dados são:
- Freqüência de aquisição de dados por canal: 1kHz
53
- Resolução: 12bits
- Faixa de aquisição: -5V a +5V
Com uma freqüência de aquisição máxima de 1kHz, é possível obter leituras
das mais importantes variáveis do processo de soldagem, que são: temperatura,
força, corrente e tensão de soldagem, uma vez que, a maior freqüência esperada é
de 60Hz (proveniente dos sinais de corrente e tensão). Observa-se ainda que a
resolução de 12bits conjugada com uma escala que varia de -5V a +5V implica que
a menor tensão percebida pela placa de aquisição de dados é igual a 2mV,
aproximadamente.
Na Figura 3.12 é mostrada a tela principal do programa, onde se podem
identificar os parâmetros a serem controlados durante os testes.
Figura 3.12: Tela principal do programa de computador utilizado nos testes
Fonte: R. Rêgo, 2005
Através do programa, foi possível realizar o ajuste do tempo de soldagem,
tempo de pré-aquecimento, tempo de injeção de gás e da freqüência de
54
amostragem da placa de aquisição de dados. O tempo de atuação da força também
pode ser controlado automaticamente usando-se o programa. Contudo, tal
funcionalidade não foi colocada em prática devido à falta de um atuador
eletromecânico apropriado para o pistão pneumático. As leituras obtidas na placa de
aquisição de dados são armazenados pelo programa em formato tabular, o que
permitiu a visualização e tratamento dos dados em programas de uso comum como
o Microsoft Excel e o Microcal Origin.
3.4.2 Aquisição do Sinal de Força
A força aplicada durante a soldagem foi medida com uma célula de carga
construída especialmente para esse trabalho, com capacidade máxima de 5000N. A
célula de carga é alimentada com uma tensão contínua igual a 2 V e foi construída
em aço ABNT 1045. As dimensões da célula de carga e sua forma geral são
mostradas nas Figuras 3.13 (a), (b) e (c). A força é determinada indiretamente por
meio da deformação medida por um extensômetro colado na célula de carga.
A célula de carga foi calibrada em uma máquina de tração marca Instron, no
laboratório de ensaios mecânicos do Centro de Desenvolvimento de Tecnologia
Nuclear (CDTN) em uma faixa de 0 a 1960 N.
Os sinais de tensão gerados pela célula de carga (entre 1 e 3 mV,
aproximadamente) são da mesma ordem de grandeza que a resolução da placa de
aquisição de dados (próxima a 2 mV), de forma que a aquisição direta da leitura da
55
célula de carga é inviável. Para contornar esse problema, foram utilizados
amplificadores de sinal com amplificação igual a 1000.
(a)
(b)
(c)
Figura 3.13: Desenhos indicando as dimesões da célula de carga (a) e (b) e sua forma geral (c)
Fonte: Próprio trabalho
56
O elemento central do circuito dos amplificadores (mostrado na Figura 3.14) é
o amplificador diferencial INA118. O resistor denominado RG é responsável por
ajustar o ganho do amplificador, que varia entre 2 e 10000, de acordo com a
Equação 3.1:
G = 1+
50000
RG
(3.1)
onde: G é o ganho (adimensional);
RG é o valor resistência de controle (Ω).
Figura 3.14: Circuito eletrônico dos amplificadores de sinal utilizados
Fonte: Próprio trabalho
A tensão gerada pela célula de carga foi medida manualmente antes dos
ensaios e automaticamente, pela placa de aquisição de dados, durante os mesmos.
3.4.3 Aquisição dos Sinais de Corrente e Tensão de Soldagem
Os valores de tensão e corrente de soldagem foram medidos no circuito
secundário da máquina de soldagem. Ambos sinais são alternados com freqüência
57
de 60Hz. Para a medição da corrente de soldagem, foi utilizado um shunt resistivo,
de resistência elétrica igual a 0,00005Ω (precisão de 1%), instalado em série com o
circuito secundário do equipamento. Dessa maneira, garante-se que a corrente que
circula através dos corpos-de-prova é idêntica àquela que atravessa o instrumento
de medição. Com o intuito de evitar danos ao sistema de aquisição de dados,
oriundos de eventuais flutuações na tensão de soldagem, o sinal medido foi isolado
magneticamente do circuito de medição. O circuito de medição da corrente de
soldagem é mostrado na Figura 3.15. A partir da relação de transformação do
transformador utilizado para isolar o sinal medido da placa de aquisição de dados e
da resistência do shunt, foi possível calcular a relação entre o valor do sinal obtido
pela placa de aquisição de dados e o valor real da corrente de soldagem.
Figura 3.15: Circuito usado na medição da corrente de soldagem
Fonte: Próprio trabalho
A tensão de soldagem foi medida na interface entre os corpos-de-prova e os
eletrodos. Na Figura 3.16 é mostrado o esquema do circuito elétrico empregado da
58
tensão de soldagem. Como se pode perceber, o sinal correspondente à tensão de
soldagem também foi isolado magneticamente da placa de aquisição de dados.
Aqui, a relação entre o sinal medido pela placa de aquisição de dados e o valor da
tensão de soldagem é dado simplesmente pela relação de transformação do
transformador utilizado para isolamento magnético entre os circuitos de soldagem e
de medição.
Figura 3.16: Circuito usado na medição da tensão de soldagem
Fonte: Próprio trabalho
A partir dos dados de corrente e tensão de soldagem, foi possível calcular a
resistência dinâmica durante todo o processo. O método escolhido para realizar esse
cálculo foi utilizar os valores eficazes da corrente e tensão secundárias da máquina
de soldagem. A obtenção do valor eficaz de qualquer grandeza é dada pela
Equação 3.2:
1 n 2
XE =
∑ Xi
n i =0
(3.2)
59
onde: XE é o valor eficaz da grandeza;
n é o número de pontos considerados;
Xi é o valor da grandeza em cada um dos pontos.
A resistência dinâmica é obtida, então, com a aplicação da Lei de Ohm (mostrada na
Equação 3.3):
V = R ⋅I
(3.3)
onde: V é a queda de tensão (V);
R é a resistência elétrica (Ω);
I é a corrente elétrica (A).
3.4.4 Aquisição do Sinal de Temperatura
A temperatura dos corpos-de-prova foi medida com termopares tipo K
(Cromel-Alumel), que são capazes de medir temperaturas entre 0 e 1260ºC com erro
de ±2,2ºC. Os termopares possuem 0,8mm de diâmetro e foram unidos aos corposde-prova, à distância de 3mm da linha de soldagem, utilizando-se descarga
capacitiva. O sinal gerado pelos termopares foi amplificado com ganho igual 50 em
um circuito semelhante ao utilizado para amplificação do sinal gerado pela célula de
carga.
A calibração foi realizada por comparação entre os sinais gerados pelos
termopares, já amplificados, com as leituras de temperatura retiradas de um forno
Lavoisier no intervalo 175o a 950o (R. RÊGO, 2005).
60
3.5 ENSAIO METALOGRÁFICO DOS CORPOS-DE-PROVA
Para avaliação das modificações introduzidas na microestrutura em
decorrência da soldagem, foram realizadas análises metalográficas na ZTA e metal
base dos corpos-de-prova soldados. Primeiramente, foi realizado o corte dos corposde-prova seguido do embutimento dos mesmos em baquelite.
Foram realizados ensaios de polarização potenciodinâmica no Centro de
Desenvolvimento da Tecnologia Nuclear (CDTN) com o objetivo de verificar os
limites ideais de potencial e densidade de corrente para ataque químico. 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% e as amostras foram previamente lixadas com lixa 600 e polidas
até 1μm em pasta de diamante. O procedimento para o ataque químico das
amostras é descrito abaixo:
-
A amostra foi desengordurada e lavada com água destilada;
-
O potencial em circuito aberto foi registrado 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.
61
-
O software GPES versão 4.4 foi utilizado para a obtenção da curva de
potencial em função do logaritmo da densidade da corrente;
-
As amostras foram observadas e fotografadas em microscópio óptico.
De acordo com as condições apresentadas, o potencial de circuito aberto
obtido foi de 85mV. A partir desses resultados, foram feitas modificações na
máquina de ataque eletrolítico marca Metapolyt com o intuito de implementar a
preparação e o ataque químico na PUC-MG.
3.6 PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL
O estudo da soldagem por resistência do aço inoxidável AISI 409 envolveu
uma série de testes. Nos experimentos, dois parâmetros do processo (força e tempo
de soldagem) foram variados e a influência destes nas demais variáveis foram
avaliadas. Os tempos de soldagem foram de 1, 1,5 e 2s e a força aplicada foi de 0,
300 e 600N. Os testes foram realizados à temperatura ambiente e com préaquecimento até 150oC. Em todos os testes realizados, gás nitrogênio foi injetado a
uma vazão de 30l/min nos corpos-de-prova. Na Tabela 3.1 são apresentados os
diferentes ensaios realizados, com os respectivos parâmetros. Testes com tempo de
soldagem de 0,5s e 3s também foram realizados. Entretanto, verificou-se que, no
primeiro caso, o tempo de soldagem foi insuficiente e, no segundo, muito grande,
havendo fusão excessiva de material na interface.
62
TABELA 3.1
Parâmetros dos Ensaios Realizados
Ensaio
Tempo de soldagem
Força
Pré-
Tempo de gás N2
(no)
(s)
(N)
aquecimento
(s)
01
1
600
Não
15
02
1
300
Não
15
03
1
0
não
15
04
1
600
sim
15
05
1
300
sim
15
06
1
0
sim
15
07
1,5
600
não
15
08
1,5
300
não
15
09
1,5
0
não
15
10
1,5
600
sim
15
11
1,5
300
sim
15
12
1,5
0
sim
15
13
2
600
não
15
14
2
300
não
15
15
2
0
não
15
16
2
600
sim
15
17
2
300
sim
15
18
2
0
sim
15
Fonte: Próprio trabalho
63
4 DISCUSSÃO DE RESULTADOS
4.1 ANÁLISE QUÍMICA
A composição química aço AISI 409 usado nos ensaios foi determinada por
meio de espectrometria ótica de emissão, em equipamento modelo SRS3000. O
resultado da análise química é mostrado na Tabela 4.1.
TABELA 4.1
Composição química do aço utilizado nos experimentos
C (ppm) %Mn %Si
70
0,13
%P
%S
%Cr
%Ni
%Ti
%Nb
0,46 0,027 0,001 11,26 0,18 0,161 0,016
N (ppm)
66
Fonte: Próprio trabalho
Observa-se que o teor de elementos gamagênios (C e N) é baixo. A baixa
concentração desses elementos, aliada ao elevado teor de Cr presente no aço faz
com que a microestrutura do material seja completamente ferrítica. Pode-se
perceber, também, que se trata de um aço duplamente estabilizado, com Ti e Nb, o
que elimina a transformação ferrita-austenita em temperaturas elevadas. Os
elementos Ti e Nb (além do V) possuem ainda o papel adicional de formar
carbonetos.
64
4.2 CALIBRAÇÃO DOS SENSORES
4.2.1 Calibração dos Termopares
A curva de calibração obtida, no intervalo de temperaturas entre 100oC e
900oC, é mostrada na Figura 4.1.
Figura 4.1: Curva de Calibração dos termopares em função do sinal de tensão amplificado
Fonte: R. Rêgo, 2005
A Equação 4.1, que resultou do ajuste linear entre os pontos medidos da
curva de calibração, foi usada para obtenção da temperatura medida pelo termopar
em função do valor de tensão medido pelo sistema:
y = 240,98 + 89,21
onde: y representa o valor de temperatura (oC);
(4.1)
65
x representa o valor de tensão adquirido pelo sistema (V);
A Figura 4.2 mostra o perfil de temperaturas, para os 3 valores de força
aplicada, obtido para um teste realizado com pré-aquecimento. Como se pode
perceber, a temperatura de pré-aquecimento é de aproximadamente 120ºC.
Observa-se, no entanto, que o controle de pré-aquecimento não é feito por
temperatura e sim, por tempo. No caso do gráfico apresentado na Figura 4.2, bem
como em todas as demais situações em que esse recurso foi utilizado, o tempo de
pré-aquecimento foi igual a 3s.
Figura 4.2: Evolução da temperatura para o tempo de soldagem de 1s, com pré-aquecimento.
Fonte: Presente trabalho
As temperaturas foram medidas à distância de 3mm da linha de soldagem.
Embora a localização ideal para o termopar seja sobre a linha de soldagem, tal
configuração provou ser de difícil implementação prática uma vez que durante a
66
soldagem há deformação dos corpos-de-prova na interface e, freqüentemente, perda
do ponto de fixação do termopar.
4.2.2 Calibração da Célula de Carga
A curva de calibração é mostrada no gráfico da Figura 4.3, onde se
comparam os valores de tensão (em mV) gerados pela célula de carga testada com
os valores de força (em kN) fornecidos pela máquina de tração.
Figura 4.3: Curva de calibração da célula de carga
Fonte: Centro de Desenvolvimento de Tecnologia Nuclear (CDTN)
O ajuste linear entre as duas grandezas resultou na Equação 4.2:
y = 0,988 + 6,425 × 10−4 x
(4.2)
67
onde: x representa o valor de força (N);
y representa a leitura da célula de carga (mV);
A Figura 4.4 apresenta a evolução do sinal de força com o tempo, medido
durante a soldagem realizada sem pré-aquecimento, com força de 300N e tempo de
soldagem igual a 1,5s. Como se pode perceber, a força aplicada cresce durante a
soldagem, e o valor de referência citado igual a 300N é, na verdade, apenas o valor
da força inicial. Esse aumento ocorre porque, à medida que os corpos-de-prova se
aquecem, ocorre expansão térmica do material gerando compressão adicional na
célula de carga.
Figura 4.4: Evolução da força durante a soldagem, com tempo de soldagem de 1,5s, sem préaquecimento e força aplicada de 300N
Fonte: Presente trabalho
68
4.3 CORRENTE E TENSÃO DE SOLDAGEM
Com o objetivo de facilitar o entendimento do tratamento dado às leituras de
corrente e tensão de soldagem, apresenta-se, nas Figuras 4.5 e 4.6, os sinais
adquiridos que representam essas grandezas. O teste escolhido para exemplificar o
procedimento a ser descrito foi realizado sem pré-aquecimento, com força aplicada
de 600N e tempo de soldagem de 1s. Os dados mostrados nas Figuras 4.5 e 4.6 são
os sinais brutos (em volts) coletados pela placa de aquisição de dados.
Figura 4.5: Dados correspondentes ao sinal de tensão adquirido durante a soldagem, com
tempo de soldagem de 1s e força de 600N
Fonte: Presente trabalho
69
Figura 4.6: Dados correspondentes ao sinal de corrente adquirido durante a soldagem, com
tempo de soldagem de 1s e força de 600N
Fonte: Presente trabalho
Não se espera que haja diferença de fases entre o sinal de corrente e tensão
pois o circuito de soldagem é constitui, do ponto de vista elétrico, uma carga
puramente resistiva, de tal forma que a resistência dinâmica é calculada aplicandose, diretamente, a lei de Ohm. De fato, pode-se observar que corrente e tensão
encontram-se em fase no gráfico da Figura 4.7 (os sinais estão invertidos devido à
troca de polaridade dos cabos de ligação). Para a realização do cálculo da
resistência dinâmica, foram tomados os valores eficazes de tensão e corrente,
obtidos por meio da Equação 3.2. A corrente eficaz é mostrada no gráfico da Figura
4.8 e a tensão eficaz no gráfico da Figura 4.9. Nos gráficos, pode-se perceber que
os valores RMS, tanto da tensão como da corrente, caem após pouco menos de 1s
(antes do desligamento da máquina). Isso se deve ao fato de que cada valor eficaz é
calculado para um conjunto de pontos medidos. Assim, o valor eficaz é subestimado
70
devido à inclusão, no cálculo, de valores correspondentes ao tempo em que a
máquina está desligada.
Figura 4.7: Relação de fases entre tesão e corrente
Fonte: Presente trabalho
Figura 4.8: Corrente eficaz de soldagem, comparada com o valor realmente medido
Fonte: Presente trabalho
71
Figura 4.9: Tensão eficaz de soldagem, comparada com o valor realmente medido
Fonte: Presente trabalho
4.4 RESISTÊNCIA DINÂMICA
Os resultados de resistência dinâmica para o tempo de soldagem de 1s, sem
pré-aquecimento, são mostrados nas Figuras 4.10, 4.11, 4.12. A resistência média e
a taxa de variação da resistência com o tempo estão indicadas em cada gráfico. As
resistências dinâmicas médias obtidas em cada caso com os respectivos desviopadrão são mostrados na Tabela 4.2.
72
TABELA 4.2
Composição química do aço utilizado nos experimentos
Força (N) Resistência media (mΩ) Desvio padrão (mΩ)
0
0,639
0,011
300
0,667
0,021
600
0,633
0,025
Fonte: Próprio trabalho
Figura 4.10: Evolução da resistência dinâmica, para o tempo de soldagem de 1s, sem préaquecimento e sem força aplicada
Fonte: Presente trabalho
73
Figura 4.11: Evolução da resistência dinâmica, para o tempo de soldagem de 1s, sem préaquecimento e com força aplicada de 300N
Fonte: Presente trabalho
Figura 4.12: Evolução da resistência dinâmica, para o tempo de soldagem de 1s, sem préaquecimento e com força aplicada de 600N
Fonte: Presente trabalho
74
Como se pode perceber, a menor resistência dinâmica média ocorreu para o
caso em que houve maior força aplicada, conforme esperado (TANG et al, 2000;
CHIEN e KANNATAY-ASIBU, 2002). Entretanto, a resistência dinâmica média para o
ensaio realizado sem carga (Figura 4.10) foi menor do que no ensaio realizado com
força aplicada de 300N (Figura 4.11). O valor inicial da resistência dinâmica é muito
próximo em todos os casos (0,64mΩ, 0,63mΩ e 0,61mΩ para, respectivamente,
forças aplicadas iguais a 0, 300N e 600N). A maior resistência média observada no
ensaio em que se aplicou 300N se justifica, portanto, pelo crescimento da resistência
dinâmica durante a soldagem, oriundo do aumento da temperatura das chapas e,
conseqüentemente, aumento da resistividade do material. Observa-se ainda que, em
todas as situações onde há força aplicada, a taxa de variação da resistência
dinâmica é maior do que quando não há força aplicada.
Os valores iniciais de resistência dinâmica foram medidos à temperatura
ambiente para os três corpos-de-prova, com as cargas de 600, 300 e 0N. Entretanto,
havendo pré-aquecimento das chapas, observa-se que há variação dos valores
iniciais de resistência dinâmica de acordo com a força aplicada. As Figuras 4.13,
4.14 e 4.15 mostram a evolução da resistência dinâmica em função do tempo de
soldagem para amostras pré-aquecidas em 100oC. Os valores iniciais de resistência
dinâmica foram, aproximadamente, de: 0,77mΩ (600N), 0,95mΩ (300N) e 0,98 (0N).
Tal comportamento sugere que, para forças de até 600N, a temperatura exerce mais
influência sobre a resistência dinâmica do que a força aplicada.
75
Figura 4.13: Evolução da resistência dinâmica, para o tempo de soldagem de 1s, com préaquecimento e sem aplicação de força
Fonte: Presente trabalho
Figura 4.14: Evolução da resistência dinâmica, para o tempo de soldagem de 1s, com préaquecimento e com força aplicada de 300N
Fonte: Presente trabalho
76
Figura 4.15: Evolução da resistência dinâmica, para o tempo de soldagem de 1s, com préaquecimento e com força aplicada de 600N
Fonte: Presente trabalho
Para maiores tempos de soldagem, o comportamento da resistência dinâmica
difere do apresentada até aqui. A Figura 4.16 mostra a evolução da resistência
dinâmica para o tempo de soldagem de 2s, força aplicada de 600N, sem préaquecimento. O valor inicial da resistência dinâmica (RA) foi de 0,78mΩ. Nos
primeiros instantes da soldagem, provavelmente devido à oxidação do material há
uma elevação da resistência dinâmica. Posteriormente, ocorre quebra dos óxidos
presentes nas superfícies das peças pela ação da força aplicada, com decréscimo
da resistência dinâmica (RB). Com o aquecimento das chapas, a resistividade
elétrica de ambos materiais sobe o que eleva a resistência dinâmica do sistema até
o valor de 0,79mΩ (RC). Em seguida, ocorre a deformação das chapas na zona de
união com queda da resistência dinâmica até o valor de 0,51mΩ (RD).
77
Figura 4.16: Evolução da resistência dinâmica, para o tempo de soldagem de 2s, sem préaquecimento e com força aplicada de 600N
Fonte: Presente trabalho
O mesmo comportamento foi evidenciado para tempos de soldagem de 3s em
que houve aplicação de força. Nas Figuras 4.17 e 4.18, mostra-se, respectivamente,
a evolução da resistência dinâmica e a fotografia evidenciando dobramento das
chapas para tempo de soldagem de 3s com aplicação de força igual a 600N. Como
se pode notar o aumento da área de contato que ocorre em virtude do dobramento
das chapas se reflete no comportamento da resistência dinâmica, que apresenta
uma queda logo após 4s. A deformação sofrida pelas chapas também é evidenciada
na Figura 4.19, que mostra o gráfico da evolução da força com tempo, durante a
soldagem. A queda observada no valor da força logo após o tempo de 5s ocorre
quando o material cede à aplicação de força e deforma, produzindo movimentação
do sistema de garras.
78
Figura 4.17: Corpo-de-prova submetido à soldagem por 3s, com força aplicada de 600N sem
pré-aquecimento.
Fonte: Presente trabalho
Figura 4.18: Evolução da resistência dinâmica para o tempo de soldagem de 3s, sem préaquecimento e força aplicada de 600N.
Fonte: Presente trabalho
79
Figura 4.19: Evolução da força durante a soldagem para o tempo de soldagem de 3s, força
aplicada de 600N, sem pré-aquecimento.
Fonte: Presente trabalho
O mesmo efeito foi observado para o tempo de soldagem de 3s, porém com
força aplicada de 300N. Para ilustrar esse fenômeno são apresentadas nas Figuras
4.20, 4.21 e 4.22, respectivamente, a fotografia do corpo-de-prova deformado, a
evolução da resistência dinâmica e a evolução da força aplicada.
80
Figura 4.20: Corpo-de-prova submetido à soldagem por 3s, com força aplicada de 300N sem
pré-aquecimento.
Fonte: Presente trabalho
Figura 4.21: Evolução da resistência dinâmica para o tempo de soldagem de 3s, sem préaquecimento e força aplicada de 300N.
Fonte: Presente trabalho
81
Figura 4.22: Evolução da força durante a soldagem para o tempo de soldagem de 3s, força
aplicada de 300N, sem pré-aquecimento.
Fonte: Presente trabalho
O dobramento das chapas fez com que e a união não ocorresse entre as
superfícies de contato originais. Esse problema é atribuído à falta de rigidez do
sistema de garras da máquina de soldagem que é incapaz de prover um
alinhamento perfeito entre as amostras quando há força aplicada. Devido a essas
limitações, estabelece-se que, para as condições desse trabalho, não se deve
ultrapassar o tempo de soldagem de 2s.
Um segundo problema identificado na soldagem é mostrado na Figura 4.23,
que mostra os corpos-de-prova soldados com tempo de 3s, sem aplicação de força e
sem pré-aquecimento. Nesse caso a expansão do material na junta, na ausência de
uma força de compressão que levasse os corpos-de-prova a permanecerem em
contato, levou à expulsão de material da linha de soldagem com rompimento dos
corpos-de-prova. Tal efeito pode ser observado na curva de resistência dinâmica
82
(mostrada na Figura 4.24) que apresenta um crescimento que tende ao infinito no
final da soldagem. Esse crescimento ocorre pois, com a separação dos materiais,
não mais há circulação de corrente elétrica.
Figura 4.23: Corpo-de-prova submetido à soldagem por 3s, sem força aplicada e sem préaquecimento.
Fonte: Presente trabalho
83
Figura 4.24: Evolução da resistência dinâmica para o tempo de soldagem de 3s, sem força
aplicada e sem pré-aquecimento
Fonte: Presente trabalho
A Figura 4.25 relaciona os resultados de resistência dinâmica e força aplicada
obtidos para os diversos tempos de soldagem empregados. A tendência observada
na Figura 4.25 é que, com o aumento dos tempos de soldagem empregados, a
resistência dinâmica média se torne menor. Nos casos em que houve aplicação de
força, com tempos maiores de soldagem (3s), a diminuição se justifica devido à
queda da resistência ao final do processo.
84
Figura 4.25: Evolução da resistência dinâmica média em função do tempo de soldagem para as
forças aplicadas de 0, 300 e 600N
Fonte: Presente trabalho
4.5 ANÁLISE METALOGRÁFICA
A Figuras 4.26 (a), (b) e (c) mostram a macroestrutura de uma junta soldada
com pré-aquecimento, sem força aplicada, com tempo de soldagem de 1s. A Figura
4.26 (a) mostra que a linha de soldagem, na sua quase totalidade, não apresentou
perfeita união, e, também, irregularidade na linha de soldagem ao longo do
comprimento.
85
Figura 4.26 (a): Macrografia de uma junta soldada com pré-aquecimento, sem força aplicada e
tempo de soldagem de 1s. Ampliação: 100X.
Fonte: Presente trabalho
A Figura 4.26 (b) apresenta detalhe da figura anterior onde se observa a
presença de material oxidado material oxidado e, também, possivelmente, cristal de
inclusão não metálica.
86
Material oxidado
Inclusão não
metálica
Figura 4.26 (b): Macrografia de uma junta soldada com pré-aquecimento, sem força aplicada e
tempo de soldagem de 1s. Ampliação: 200X.
Fonte: Presente trabalho
A Figura 4.26 (c) mostra região com união perfeita e, também, irregularidades
no processo de junção. Não se constatou estrutura de material fundido e, parece
que houve algum crescimento de grão próximo à região de contato. É interessante
notar que na Figura 4.26 (c) se comprova que a soldagem ocorre por deformação.
Havendo fusão, espera-se que haja nucleação de novos grãos na linha de soldagem
com estrutura colunar, como pode ser observado na Figura 2.3, que mostra a zona
fundida de um aço inoxidável ferrítico submetido à soldagem por laser. Na soldagem
87
empregada no presente trabalho, tal fenômeno não se observa uma vez que os
grãos adjacentes à linha de soldagem possuem o mesmo aspecto dos grãos do
metal base.
Figura 4.26 (c): Macrografia de uma junta soldada com pré-aquecimento, sem força aplicada e
tempo de soldagem de 1s. Ampliação: 500X.
Fonte: Presente trabalho
As Figura 4.27 (a), (b) e (c) mostram a macroestrutura de uma junta soldada com
pré-aquecimento, força aplicada de 300N e tempo de soldagem de 1s. A Figura
4.27(a) mostra que houve redução na presença de óxido com o aumento da força
88
aplicada. Além disso, observa-se que houve acréscimo da região de caldeamento
entre os corpos-de-prova.
Figura 4.27 (a): Macrografia de uma junta soldada com pré-aquecimento, com força aplicada de
300N e tempo de soldagem de 1s. Ampliação: 100X.
Fonte: Presente trabalho
A Figura 4.27 (b) mostra detalhe da figura anterior na região de caldeamento.
Com a aplicação de força, as irregularidades na linha de soldagem diminuem.
89
Figura 4.27 (b): Macrografia de uma junta soldada com pré-aquecimento, com força aplicada de 300N
e tempo de soldagem de 1s. Ampliação: 200X.
Fonte: Presente trabalho
A Figura 4.27(c) mostra a microestrutura do metal base para a solda da Figura
4.27.
90
Figura 4.27: Macrografia do metal base de uma junta soldada com pré-aquecimento, com força
aplicada de 300N e tempo de soldagem de 1s. Ampliação: 200X.
Fonte: Presente trabalho
91
5 CONCLUSÕES E RECOMENDAÇÕES
5.1 CONCLUSÕES
As principais conclusões realizadas no decorrer do trabalho foram:
1. À temperatura ambiente, ao se aplicar força em uma faixa de 0 a 600N não
há variação da resistência de contato na soldagem do aço inoxidável AISI 409.
2. A influência da temperatura de pré-aquecimento sobre o valor inicial da
resistência dinâmica é maior do que a influência de forças aplicadas de até 600N.
3. O aumento da força aplicada durante a soldagem acarreta em um aumento
da taxa de variação da resistência dinâmica.
4. A resistência dinâmica é um fator importante para o controle de qualidade
da solda.
5. O aumento da força aplicada favorece a eliminação de irregularidades na
linha soldada, bem como a diminuição de material oxidado entre as superfícies de
contato das peças.
6. Para o aparato experimental utilizado, com força aplicada de até 600N, o
tempo de soldagem deve situar-se entre 1 e 2s.
92
5.2 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
1. Realizar modificações estruturais na máquina de soldagem com o objetivo
de aumentar a rigidez do sistema e evitar problemas de dobramento das chapas
durante a soldagem.
2. Realizar medições de temperatura na linha de soldagem.
3. Caracterizar as inclusões e os óxidos que se formam na interface entre os
corpos-de-prova, identificados com microscopia óptica.
4. Estudar a soldabilidade de diferentes materiais.
93
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