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Pontifícia Universidade Católica de Minas GeraisPrograma 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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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 pré-

aquecimento 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 curto-

circuito.................................................................................................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


Figura 4.5 (b) Oscilograma de tensão e corrente do primário obtido através de


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



soldagem de 3,5s, com vazão de gás de 15l/min...............................99



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


5mm para um tempo de soldagem de 4,28......................................108


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


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 4.37 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


ligada de 8s para às distâncias de 3, 5 e 7mm, com vazão de

15l/min............................................................................................105


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 pré-

aquecimento de 0, 100, 200 e 300ºC.............................................115

Tabela 4.17 Taxa de resfriamento, com vazão de 15l/min, para um tempo de



Tabela 4.18 Taxa de resfriamento, com vazão de 30l/min, para um tempo de



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

XXI

∆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)

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.

Ano Região

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 0,300

Total Mundo 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.


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).


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.


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.


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 8

Figura 2.1 –Camada passiva nos aços inoxidáveis (Núcleo Inox, 2003)


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, tornando-

se 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).


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


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).


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.


- 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.


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:

(2.1) t

2c

0

E R I= η∫ dt

onde = corrente (A); I

Rc = resistência do circuito na área de contato (Ω);

= tempo durante a qual a corrente flui (s); t

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.


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


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).

Gf1eµπ

= (2.2)

onde = freqüência (Hz); f

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.


Figura 2.3 – Soldagem por indução de alta freqüência de tubos indicando os

principais componentes do processo (Santana, 2003).


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


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):

2 1

1 2

1

2

I V NI V N

= = (2.3)

onde V1 e V2= tensão primária e secundária, respectivamente (V);

N1 e N2 = número de espiras do primário e secundário, respectivamente;


Figura 2.4 – Representação dos principais componentes de um transformador

monofásico (Martignoni, 1973).


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):

mINNII +=

1

221 (2.4)

onde I2 = corrente secundária (A);

N1 = número de espiras do primário;

N2 = número de espiras do secundário;

mI = 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.


Figura 2.5 – Circuito equivalente referido ao lado primário obtido no teste a

vazio.


Fazem parte do circuito equivalente, a reatância de magnetização (Xm), a

resistência de magnetização (rm).

0

2

1

WVrm = ( 2.5)

0

1

IrV

m

=φcos ( 2.6)

φsen0

1

IVX m = ( 2.7)

f

XL mm π2

= ( 2.8)

22

mmm rXZ += ( 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).


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 curto-

circuito 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.

cc

cceq I

VZ = ( 2.10)

cccc

cc

IVW

=φcos ( 2.11)

φcoseqeq ZR = ( 2.12)

φseneqeq ZX = ( 2.13)

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).


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.


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).

54321T RRRRRR ++++= (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).


Figura 2.8 – Esquema das resistências elétricas na soldagem por resistência a

ponto (Wainer et al, 1992)


A resistência elétrica de um determinado condutor é dada pela Eq. 2.15:

c

c

LRA

= ρ (2.15)

onde = resistividade do material (Ω.m); ρ

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: YPY 3,08,0 ≥> :

pnCYR

πρ85,0

= (2.16)

onde ρ= resistividade elétrica dos materiais em contato (Ω m);

n = número de pontos por unidade de área;


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):

3)30T(2k

1 kexpkR += −− (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


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).


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


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).


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).


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).


(a) (b)

Figura 2.12 – Distribuição da temperatura na soldagem por pontos (Wainer et

al, 1992).


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.


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

(K)

Área

(mm2)

Perda por Convecção

(W)

Perda por Radiação

(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.

( )asc TThAQ −= (2.18)

( )44asr TTAQ −= σε (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).


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:

tTcq

zTk

zyTk

yxTk

x ∂∂

=+

∂∂

∂∂

+

∂∂

∂∂

+

∂∂

∂∂

10 ρ (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:

∂∂

=∂∂

2

2

yT

tT α (2.23)

onde T = temperatura (oC)

t = tempo (s)

α = difusividade térmica (m2/s);


Figura 2.13 – Modelo para o estudo da condução de calor unidirecional (Grong,

1994).


cuja solução genérica é dada por:

−

=−t

ytBT

α4exp

2

2/10T (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.

21

21

12 παρ cA

Q=B (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:

Q (2.26) RdtIt

∫=0

2η

onde = rendimento térmico; η

= corrente de soldagem (A); I

= tempo de soldagem (s); t


R = resistência elétrica total (Ω);

A difusividade térmica pode ser calculada pela Eq.2.27.

1

kc

α =ρ

(2.27)

onde: = condutividade térmica (W/(m.K)); k

= massa específica do material (kg/m1ρ 3);

= calor específico do material (J/(Kg.K); c

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 t ∞.

Nas condições de estado estacionário, se o corpo perde calor uniformemente,

o resfriamento é dado por (Machado, 2000):

)btexp(TT 0 −⋅= (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:

cghb1

2ρ

= (1/s) (2.30)


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.

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.


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-de-

prova, 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 Precisão

Osciloscópio 01 Tektronik TDS220 Digital ------------ ±0,1%

Voltímetro 01 GOERZ 444322 Analógico 0 a 300V ±0,2%

Amperímetro 01 GOERZ 444352 Analógico 0 a 5 A ±0,2%

Voltímetro 01 Tektronic PMM914 Digital

Watímetro 01 GOERZ 444383 Analógico 0 a 750W ±0.2%

Varivolt 01 SPT ------- VME381 --------- ------------


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.


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 pré-

aquecimento 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;


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.


• 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.


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.


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.


Figura 3.7 – Ligação dos termopares à placa condicionadora e à placa de

aquisição de dados


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 BSPPeso 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.


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.


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.


220 Ω

-

+

Sinal de tensão de 0 a 5 volts

Pino 2

Terra Pino 1

Figura 3.10 - Diagrama esquemático das ligações para obtenção do sinal de

pressão na interface.


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 I1 = ? V2 = 4V I2 = 300A Espiras do secundário = 1 Para cálculo da potência do transformador foi utilizada a Eq. (3.2) e encontrou-

se uma potência de 1200 VA.

2 2 4.300 1200P V I P P VA= ⇒ = ⇒ = (3.2)

Cálculo da corrente no primário:

11

1200 5,46220

PI AV

= = = (3.3)

Cálculo do número de espiras do primário:

1 1 11

2 2

220 554 1

V N N N espirV N

= ⇒ = ⇒ = as (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):

8 8

2

1

.10 220.10 88,324,44. . . 4, 44.60.55.17000s s s

VQ Q Qf N B

> ⇒ > ⇒ > cm (3.5)


Figura 3.11 – Montagem do transformador do sistema de pré-aquecimento.

Figura 3.12 – Curva de indução típica de um transformador.


onde, f= freqüência (Hz);

N1 = número de espiras do primário;

B= indução (Gauss); Cálculo da secção do fio do primário:

2

1

2

< 3,5A/mm

5,463,5 3,51,56

DensidadeCorrente no primárioDensidade

Secção do fioISecção do fio Secção do fio

Secção do fio mm

=

> ⇒ >

>

Ao ligar a máquina de soldagem, ocorreu no transformador do sistema de pré-

aquecimento 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.


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 pré-

aquecimento);

− 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.


Figura 3.13 – Sistema de controle e gerenciamento da máquina de soldagem


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

Inicio

Pré aquecimento?

S

N

Desligamento do Gás por tempo?

S

N

Escolher o canal do termopar para medir a

temperatura de pré-aquecimento

Escolher o canal do termopar para medir a

temperatura de pré-aquecimento

C

D

Setar temperatura de pré-aquecimento (T7)

B

Setar temperatura de pré-aquecimento (T7)

N

S

Pré aquecimento?

A

Setar tempo para desligamento do gás(T4)

Setar temperatura para desligar o gás (T9)


B

Tempo após ligar a máquina==T1 N

S

Escolha da tensão de pré aquecimento (T10)

Desliga Transformador Saída Digital 7

Ligar Transformador Saída digital 7

Aciona saída analógica 0 com tensão de

pré-aquecimento (T10)

S

Temperatura medida==T7? N

Ligar Transformador Saída digital 7

Desliga Transformador Saída Digital 7

Temperatura medida==T7? N

S

Tempo após ligar a máquina==T1 N

S

Desligar Contator da Máquina

Saída digital 8 Desligar Contator da

Máquina Saída digital 8

Liga Máquina Saída Digital 8

Liga Máquina Saída Digital 8

Liga Gás Saída Digital 6

Liga Gás Saída Digital 6

D

FE

C

Aciona saída analógica 0 com tensão de

pré-aquecimento (T10)

Escolha da tensão de pré aquecimento (T10)

A


Desliga Gás

S

Temperatura após desl. da máquina==T9

N

F

S

Tempo após desligamento da

máquina==T4 N

E

Figura 3.14 – Fluxograma do Sistema de Aquisição de Dados.

Exportar para o Excel

S

T2 == Tempo de captura

N

Inicia Captura


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


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 pré-

aquecimento 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).


Figura 3.15 – Esquema geral do circuito de alimentação da máquina de solda

Figura 3.16 – Vista da montagem final.


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.


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;


- 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. Mostram-

se, 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 72

0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8200300400500600700800900

1000

Calibração do Termopar

Tem

pera

tura

, o C

Tensão, V

T = 489,32*V + 38,74R2 = 0,99

Figura 4.1 – Curva de calibração obtida para conversão do sinal de tensão, obtido

pelo sistema de aquisição de dados, em temperatura (°C).

0 1 2 3 40

2

4

6

8

10

Calibração do Medidor de Pressão

Pres

são,

bar

Tensão, V

P = 2,85*V -2,38R2= 0,99

Figura 4.2 – Curva de calibração obtida para conversão do sinal de tensão, obtido

pelo sistema de aquisição de dados, em pressão.


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.

´

1fT

= (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:

0leitura 36016,67

φ =

(4.2)

onde φ0 = ângulo de defasamento (o);


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.


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.

Calculado Derivação rm (Ω) Xm (Ω) Lm (H) Zm (Ω) φ0 (o)

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.


Tabela 4.4 – Valores experimentais obtidos para o teste a vazio, para as

derivações 1, 2, 3 e 4.

Experimental Calculado Derivação I0 (A) V1 (V) V2 (V) W0 (W) φ0 (o)

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


6 9 12 15 18160

170

180

190

200

210

220

Tensão X Corrente

Tens

ão, V

Corrente, A

V = 6,876*I +120,76

Figura 4.4 – Curva da tensão versus corrente para o tap4.


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.

Oscilograma Calculado Derivação Req (Ω) Leq (mΗ) Xeq (Ω) Zeq (Ω) φ0 (o)

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, curto-

circuitando-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.

Experimental Derivação Icc (A) Vcc (V) I2 (A) Wcc (W) φ0 (o)

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


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.


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.

eq

eq

RL

=τ (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


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.


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).


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.


0 2 4 6 8 100,0

0,4

0,8

1,2

1,6

Tensão Eficaz

Tens

ão, V

tempo, s

Frequencia de Amostragem 100Hz 1kHz

Figura 4.8 – Evolução da tensão eficaz, para um tempo de 8,18s.

0 2 4 6 8 100

200

400

600

800

1000

1200

Corrente Eficaz

Cor

rent

e, A

tempo, s

Frequência de Amostragem 100Hz 1kHz

Figura 4.9 – Evolução da corrente eficaz, para um tempo de 8,18s.


0 2 4 6 8 100,0000

0,0004

0,0008

0,0012

0,0016

Resistência Dinâmica

Resi

stên

cia

Din

âmic

a (Ω

)

tempo, s

Frequência de Amostragem 100Hz 1kHz

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.


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.


0 1 2 3 4 5 60,0010

0,0012

0,0014

0,0016

0,0018

Resistência Dinâmica

Res

itênc

ia D

inâm

ica,

(Ω)

tempo,s

Pré-Aquecimento de 300°C

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.


0 5 10 15 20 25 30 35 400

100

200

300

400

500

600

Tem

pera

tura

, o C

tempo, s

Distância, mm 3 5 7

(a)

0 5 10 15 20 25 30 35 400

100

200

300

400

500

600

Tem

pera

tura

, o C

tempo, s

Distância, mm 3mm 5mm 7mm

(b)

0 5 10 15 20 25 30 35 400

200

400

600

800

Tem

pera

tura

, o C

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.


0 5 10 15 20 25 30 35 400

200

400

600

800

1000

1200

Tem

pera

tura

, o C

tempo, s


(a)

0 5 10 15 20 25 30 35 400

200

400

600

800

1000

1200

Tem

pera

tura

, o C

tempo, s


(b)

0 5 10 15 20 25 30 35 400

200

400

600

800

1000

1200

Tem

pera

tura

, o C

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.


2 4 6 8 100

200400600800

10001200140016001800

Tem

pera

tura

de

Pico

, o C

tempo, s

TPICO = 124,43*t + 82,76, R2 = 0,93 TPICO = 127,31*t - 44,74, R2 = 0,97 TPICO = 121,44*t - 47,41, R2 = 0,92

Figura 4.15 – Evolução das temperaturas de pico versus tempo, sem adição de

nitrogênio.


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.

(4.4) dtVIQt

0∫η=

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.


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%.


(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.


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.

−=∆

tPexp

tPT 21 (4.5)

−=

21 A

texpAT (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.


(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.


Em seguida, os dados foram exportados para o software Origin 6.1, onde,

utilizando-se o ajuste não linear segundo o método numérico de Levenberg-

Marquadt 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 P2 = 0,07*y + 3,93 (4.7)

t=4,5 P2 = 0,24*y + 4,39 (4.8)

t=5,5 P2 = -0,37*y + 7,24 (4.9)

t=6,5 P2 = 0,19*y + 4,27 (4.10)

t=7,5 P2 = 0,048*y + 4,83 (4.11)

t=8,5 P2 = -0,10*y + 6,05 (4.12)

t =9,5 P2 = -0,26*y + 7,03 (4.13)


2 4 6 8 1

3000

4000

5000

6000

7000

8000

0

Evolução de P1 X t

P1

tempo, s

P1 = 437,82*t + 2321,11; R2 = 0,998 P1 = 435,50*t + 1800,56; R2 = 0,996 P1 = 439,05*t + 1270,35; R2 = 0,997

Figura 4.18 – Evolução de P1 versus tempo, para as distâncias da linha de

soldagem de 3, 5 e 7mm.

3 4 5 6 7 8 9 10

4,0

4,5

5,0

5,5

6,0

6,5

7,0

t, s

Evolução da P2 X Distância

P 2

Distância, mm

3,5 4,5 5,5 6,54 7,55 8,49 9,49

Figura 4.19 – Evolução de P2, em função das distâncias, para cada tempo de

soldagem.


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):

2/12/11

1 2 παρ cAQBP == (4.14)

=

α4

2

2

yP (4.15)


0 1 2 30

200

400

600

800 Tempo de soldagem 3,5s

Distância, mm

Tem

pera

tura

, o C

tempo, s

3 5 7

___ Modelo

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.

0 1 2 30

200

400

600

800 Tempo de soldagem de 3,5s

Distância, mm

Tem

pera

tura

, o C

tempo, s

3 5 7

____ Modelo



3,5s, com vazão de gás de 15l/min.


0 1 2 30

200

400

600

800Distância, mm

Tempo de soldagem de 3,51s

Tem

pera

tura

, o C

tempo, s

3 5 7

____ Modelo



3,5s, com vazão de gás de 30l/min.


onde Q = Calor transferido na soldagem (J);

A= área (m2);

ρ = massa específica do material (kg/m13);

= calor específico do material (J/(Kg.K); c

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:

13

QPK

= (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:

C1

3

V ItPK

η= (4.17)

onde η = rendimento;

Vc = tensão sobre os corpos-de-prova (V);

I = corrente eficaz de soldagem (A);

t = tempo de soldagem (s);

K3 = constante;


5000 7500 10000 12500 150000

2000

4000

6000

8000

10000

12000

7mm5mm3mm

Evolução de P1 X Q

P1

Calor gerado, J

P1 = 0,71*Q - 1910,32, R2 = 0,99 P1 = 0,70*Q - 2096,50, R2 = 0,99 P1 = 0,68*Q - 2163,92, R2 = 0,99

Figura 4.23 – Evolução de P1, com o calor gerado durante a soldagem.


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.


2 4 6 8 10,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0

Rendimento X Distância

tempo, s

Ren

dim

ento

Distância, mm

3,59 4,28 5,08 6,48 7,28 8,18

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.

0 4 8 12 16 203

4

5

6

7

P2 versus y2/4

P2

y2/4, mm2

3,50 4,50 5,50 6,54 7,55 8,49 9,49

Figura 4.25 - Evolução de P2 versus (y2/4).


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)

Distância (mm)

6,48 7,59 8,18

3 25,60 27,14 30,49 5 25,68 27,43 26,60 7 27,97 26,20 26,50



7mm, com vazão de 15l/min.

Tempo (s)

Distância (mm)

6,54 7,55 8,49

3 63,43 52,12 39,05 5 52,84 59,83 54,22 7 39,89 42,33 57,85




7mm, com vazão de 30l/min.

Tempo (s)

Distância (mm)

6,57 7,55 8,33

3 101,38 104,04 95,42 5 64,59 87,64 77,13 7 111,11 117,88 119,3

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.


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.


0 10 20 30 400

200

400

600

800

Tempo de 4,28 - 3mm

Tem

pera

tura

, o C

tempo, s

Experimental Modelado

Figura 4.28 – Curva do ciclo térmico, experimental e modelada para a distância de

3 mm para um tempo de soldagem de 4,28.

0 10 20 30 400

200

400

600

Tempo de 4,28 - 5mm

Tem

pera

tura

, o C

tempo, s



5mm para um tempo de soldagem de 4,28.


0 10 20 30 400

100

200

300

400

500

600

Tempo de 4,28 - 7mm

Tem

pera

tura

, o C

tempo, s



7mm para um tempo de soldagem de 4,28.


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 observa-

se 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, verificou-

se 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.


0 10 20 30 40 500

200

400

600

800

Tempo de 4,5s - 3mm

Tem

pera

tura

, o C

tempo, s



3 mm para um tempo de soldagem de 4,5 e adição de gás com vazão de 15l/min.

0 10 20 30 40 500

100

200

300

400

500

600

700

Tempo de 4,5 - 5mm

Tem

pera

tura

, o C

tempo, s





0 10 20 30 40 500

100

200

300

400

500

600

Tempo de 4,5 - 7mm

Tem

pera

tura

, o C

tempo, s





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:

100T

TTs1(%)Erro

erimentalexp

erimentalexpeladomod ×∑−

= ( 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.

Sem Gás Erro (%) para as distância (mm) Tempo

3 5 7 3,59 6,69 26,91 11,08 4,28 8,24 14,79 16,18 5,08 10,71 14,09 24,58 6,48 7,98 33,65 11,93 7,59 14,15 34,43 54,59 8,18 12,31 7,129 16,25

Média 10,01 21,83 22,44 Desvio 2,87 11,40 16,46


Tabela 4.15 – Erro encontrado para os ensaios com vazão de 15l/min, para os


Com vazão de 15l/min Erro (%) para as distância (mm) Tempo

3 5 7 3,5 11,97 10,30 15,61 4,5 12,93 25,92 17,44 5,5 30,18 11,82 4,53 6,54 32,46 22,88 22,01 7,55 9,93 8,35 14,54 8,49 9,86 6,38 7,92 9,49 9,11 5,25 5,40

Média 16,63 12,99 12,49 Desvio 10,14 8,15 6,63

Tabela 4.16 – Erro encontrado para os ensaios com vazão de 30l/min, para os


Com vazão de 30l/min Erro (%) para as distância (mm) Tempo

3 5 7 3,51 8,86 7,56 11,97 4,55 29,80 25,96 43,10 5,49 34,15 23,30 11,13 6,57 16,19 14,40 28,06 7,55 17,02 19,25 17,44 8,33 21,48 14,43 12,40 9,47 23,47 10,24 46,29

Média 21,57 16,45 24,34 Desvio 8,57 6,72 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.


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 pré-

aquecimento 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)

Distância (mm)

25 100 200 300

3 30,49°C/s 29,34°C/s 26,26°C/s 33,85°C/s5 26,61°C/s 26,51°C/s 29,33°C/s 31,95°C/s7 26,50°C/s 25,07°C/s 29,33°C/s 29,01°C/s


Figura 4.34 – Curva do ciclo térmico, com pré-aquecimento de 100ºC, tempo de

8s, distância de 3mm da linha de soldagem.




Tabela 4.18 – Taxa de resfriamento, com vazão de 15l/min, para um tempo de


25, 100, 200 e 300ºC.

Temperatura (°C)

Distância (mm)

25 100 200 300

3 38,81°C/s 73,23°C/s 58,82°C/s 56,38°C/s 5 53,89°C/s 60,57°C/s 52,55°C/s 48,08°C/s 7 57,38°C/s 51,89°C/s 52,55°C/s 45,23°C/s

Tabela 4.19 – Taxa de resfriamento, com vazão de 30l/min, para um tempo de


25, 100, 200 e 300ºC. (* A taxa de resfriamento foi medida de 800 a 600°C.)

Temperatura (°C)

Distância (mm)

25 100 200 300

3 91,61°C/s X 137,00°C/s 92,33°C/s 5 77,13°C/s 120,33°C/s 126,63°C/s* 112,66°C/s 7 117,83°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


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.


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


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.

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

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CHIAVERINI, Vicente, 1990, Aços e Ferros Fundidos - 6aed, McGraw-Hill, São Paulo.

144

Capítulo 6 – Bibliografia 145

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Apêndice A

CURVAS TEÓRICAS / EXPERIMENTAIS

0 4 8 10

200

400

600

800

1000

2

Curva Teórica/Experimental

Tem

pera

tura

, o C

tempo, s

Distância, mm 3 5 7 Modelo

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

0 2 4 6 8 10 12 140

200

400

600

800

1000


Tem

pera

tura

, o C

tempo, s




0 5 10 15 200

200

400

600

800

1000

1200


Tem

pera

tura

, o C

tempo, s




Apêndice A 126

0 5 10 15 200

200

400

600

800

1000

1200


Tem

pera

tura

, o C

tempo, s




0 6 12 18 240

200

400

600

800

1000

1200


Tem

pera

tura

, o C

tempo, s




Apêndice A 127

0 5 10 15 20 25 300

200

400

600

800

1000

1200

1400


Tem

pera

tura

, o C

tempo, s




0 10 20 300

200

400

600

800

1000

1200

1400


Tem

pera

tura

, o C

tempo, s

Distânica, mm 3 5 7 Modelo



Apêndice A 128

0 10 20 30 400

200

400

600

800

Curva Modelada/Experimental

Tem

pera

tura

, o C

tempo, s

Distância, mm 3 5 7 Modelado


soldagem de 3,59s, sem adição de gás.

0 10 20 30 400

200

400

600

800

Curva Teorica/Experimental

Tem

pera

tura

, o C

tempo, s

Distância, mm 3 5 7 Modelado


soldagem de 4,28s, sem adição de gás.

Apêndice A 129

0 10 20 30 400

200

400

600

800


Tem

pera

tura

, o C

tempo, s


Figura A.10 – Comparação entre as curvas teóricas e experimentais, para tempo

de soldagem de 5,08s, sem adição de gás.

0 10 20 30 400

200

400

600

800

1000

1200


Tem

pera

tura

, o C

tempo, s




Apêndice A 130

0 10 20 30 400

200

400

600

800

1000

1200


Tem

pera

tura

, o C

tempo, s




0 10 20 30 400

200

400

600

800

1000

1200


Tem

pera

tura

, o C

tempo, s




Apêndice B

Planilha de Ligações

Tabela B.1 – Planilha de ligação do sistema.

De Borneira Para Borneira Observações Disjuntor quadro de força R Fonte Tiristor A1 Alimentação fonte tiristor Disjuntor quadro de força S Fonte Tiristor A2 Alimentação fonte tiristor Fonte Tiristor A3 Máquina M1 Alimentação máquina Fonte Tiristor A4 Máquina M2 Alimentação máquina

Fonte Tiristor A1 Contator Máquina C1 Alimentação contator

Placa de relés V3 Contator Máquina C2

Acionamento pela saída do computador

Shunt B1 Placa de transformadores S1 Saída do sinal de corrente do shunt

Shunt secundário B2 Placa de transformadores S2 Saída do sinal de corrente do shunt

Corpo de prova CP1 Placa de transformadores T1

Tensão secundária da máquina de solda

corpo de prova CP2 Placa de transformadores T2

Tensão secundária da máquina de solda

Válvula de gás X1 Placa de relés V5 Alimentação da válvula solenóide

Válvula de gás X2 Fonte 24 V P5 Ligação do terra solenóide e terra da fonte de 24 V

Placa de relés V2 Placa amplificadora D1 Alimentação placa de relés (15 V)

Placa de relés V1 Placa amplificadora D3 Alimentação placa de relés (Terra)

Placa de relés V4 Fonte tiristor A2 Alimentação contator da máquina Placa de relés V6 Fonte de 24 V P4 Alimentação da válvula de gás (24 v) Placa amplificadora D1 Fonte 15 V P1 Alimentação +15 V Placa amplificadora D2 Fonte 15 V P2 Alimentação Terra Placa amplificadora D3 Fonte 15 V P3 Alimentação -15 V AC 127 V Placa fontes 1 Alimentação 127 V AC 127 V Placa fontes 2 Alimentação 127 V

131

Apêndice B 132

Placa de relés U1 Placa de aquisição CN3 (B9) Saída digital 8 (contator da máquina)

Placa de relés U2 Placa de aquisição CN3 (B7) Saída digital 6 (Válvula solenóide)

Placa de relés U4 Placa de aquisição

CN3 (B17)

Ligação com terra da placa de aquisição

Placa amplificadora F1 Placa de aquisição (13)

CN2 (A17) Termopar 1

Placa amplificadora F2 Placa de aquisição (13) CN2 (A8) Termopar 1

Placa amplificadora F3 Placa de aquisição (14) CN2 (A9) Termopar 2







De Borneira Para Borneira Observações Placa amplificadora E1 Termopar 1 (13) Z1 Temperatura ponto 1 Placa amplificadora E2 Termopar 1 (13) Z2 Temperatura ponto 1 Placa amplificadora E3 Termopar 2 (14) Z3 Temperatura ponto 2 Placa amplificadora E4 Termopar 2 (14) Z4 Temperatura ponto 2 Placa amplificadora E5 Termopar 3 (15) Z5 Temperatura ponto 3 Placa amplificadora E6 Termopar 3 (15) Z6 Temperatura ponto 3

Fonte tiristor B1 Placa de Aquisição CN3 (B8) Gatilho fonte tiristor

Fonte tiristor B2 Placa de Aquisição

CN2 (A14) Comum

Fonte tiristor B3 Placa de Aquisição

CN2 (A13)

Saída analógica 0 (Controle da tensaõ da fonte tiristor)

Placa de Transformadores T3

Placa de Aquisição (12) CN2 (A5)

Sinal de tensão secundáira sobre o corpo de prova

Placa de Transformadores T4

Placa de Aquisição (12) CN2 (A6)

Sinal de tensão secundáira sobre o corpo de prova

Placa de Transformadores S3

Placa de Aquisição (11) CN2 (A3) Sinal de corrente shunt secundário

Placa de Transformadores S4

Placa de Aquisição (11) 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 135

Figura C3 – Pinagem do circuito integrado TCA 785

Figura C4 – Tensão de rampa, tensão de referência e geração de pulsos

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 curto-

circuitado 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):

-190oC a 870oC

Têmpera,

recozimento, fornos

elétricos

Baixo custo Usados em tubos de

proteção para

T>480oC

K (cromel-alumel):

-18oC a 1370oC

Tratamento

térmico, fornos,

fundição e banhos

Adequado para atmosferas

oxidantes, boa resistência

mecânica

Vulnerável a

atmosferas redutoras

T (cobre-constantã):

-190oC a 370oC

Estufas, banhos,

fornos elétricos

para baixa

temperatura

Resiste a atmosferas

corrosivas, redutoras e

oxidantes.

Oxidação do cobre

acima de 315oC

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

277 a 1260oC

2,2oC

0,75%

R e S -18 a 540oC

540 a 1540oC

1,4oC

0,25%

J 0 a 277oC

277 a 760oC

2,2oC

0,75%

T -101 a –59oC

-59 a 93oC

93 a 371oC

2%

0,8oC

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:

GRkGanho Ω

+=501 (1)

142

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

8765

4321R R

VI V

VI VV R

Figura E2 – Circuito integrado do amplificador INA118.

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