ANÁLISE DO EFEITO DAS VARIÁVEIS PRIMÁRIAS E MODELAGEM DA GEOMETRIA DE CORDÃO NA SOLDAGEM A PLASMA COM KEYHOLE DO AÇO INOXIDÁVEL ABNT 304L

ANÁLISE DO EFEITO DAS VARIÁVEIS PRIMÁRIAS E MODELAGEM DA GEOMETRIA DE CORDÃO NA SOLDAGEM A PLASMA COM

“KEYHOLE” DO AÇO INOXIDÁVEL ABNT 304L André Richetti

Universidade Federal de Uberlândia, Faculdade de Engenharia Mecânica, Uberlândia, MG, Brasil.

E-mail: arichett@mecanica.ufu.br Valtair Antonio Ferraresi

Universidade Federal de Uberlândia, Faculdade de Engenharia Mecânica, Uberlândia, MG, Brasil.

E-mail: valtairf@mecanica.ufu.br

Resumo: A soldagem a plasma, a despeito dos custos e das dificuldades operacionais, vem sendo cada vez mais utilizada na indústria como processo primário de fabricação, principalmente em países desenvolvidos. Devido às características do arco de alta concentração de energia, este processo pode operar também na técnica “keyhole”, onde o arco atravessa toda a espessura da peça, produzindo um pequeno orifício no ponto de incidência. A alta produtividade e a garantia de penetração total na junta fazem do processo com “keyhole” uma alternativa viável em relação a outros processos convencionais. Este processo tem sido aplicado com sucesso na soldagem de materiais nobres, particularmente nos aços inoxidáveis e na soldagem de tubos. Neste trabalho, o objetivo é analisar a influência das principais variáveis do processo sobre a geometria de cordão na soldagem do aço ABNT 304L e obter expressões empíricas que permitam prever a geometria final da solda. As variáveis de estudo foram a corrente, a velocidade de soldagem, a vazão do gás de plasma, o diâmetro do orifício constritor e a espessura da chapa. As expressões obtidas permitem um bom entendimento dos efeitos envolvidos e a previsão com relativa segurança da geometria final de cordão dentro das faixas de trabalho. A interpretação dos resultados permite também a detecção de condições extremas, tais como o corte da junta ou penetração incompleta.

Palavras chave: soldagem a plasma com “keyhole”, variáveis primárias, modelagem empírica.

1. INTRODUÇÃO

No processo de soldagem a plasma com “keyhole”, um arco constrito de alta concentração de energia é utilizado para fundir o metal de base, gerando na área de incidência um pequeno orifício característico. O fluxo de metal fundido que se move em direção à parte posterior da poça de fusão promove o constante preenchimento deste orifício, formando o cordão de solda (AWS ,1991). Uma das principais vantagens desta técnica é a garantia de penetração total na junta, característica esta muito explorada na soldagem circunferencial de tubos. Apesar dos custos e das dificuldades operacionais, este processo tem sido considerado como uma alternativa promissora em relação a outros processos convencionais. Nos últimos anos, devido à necessidade de qualidade e produtividade advindas com a globalização dos mercados, o processo a plasma é cada vez mais utilizado como processo primário de soldagem, particularmente em países desenvolvidos.

Entretanto, o ajuste das condições de soldagem ainda é normalmente feito baseado na experiência prática ou através de recomendações dos fabricantes de equipamentos. A falta de informações técnicas também é um problema ainda encontrado, contribuindo para o aumento da dificuldade de ajuste do processo para determinadas aplicações e, com isso, gerando gastos adicionais com materiais, mão de obra e tempo de produção.

Desta forma, o objetivo deste trabalho é a verificação experimental do efeito das principais variáveis do processo sobre a geometria de cordão na soldagem com “keyhole” do aço ABNT 304L.

Os resultados obtidos serão utilizados para a obtenção de expressões empíricas que relacionem estas variáveis com a geometria de cordão (largura e reforço da raiz, largura da face e área fundida), permitindo não só o entendimento dos efeitos envolvidos, como a previsão da geometria de cordão sob certas condições de soldagem. Os resultados preditos podem também ser utilizados para se detectar condições extremas de manutenção do “keyhole”, as quais podem gerar defeitos tais como penetração excessiva (corte da junta) e penetração incompleta (ausência de “keyhole”).

2. PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL 2.1. Procedimento de Soldagem

Foram utilizadas uma fonte digital multi-processo em corrente constante e eletrodo negativo e uma tocha de soldagem com capacidade de corrente de 300 A, sendo o movimento da tocha controlado através de uma mesa de coordenadas. As variáveis de estudo selecionadas foram:

corrente, vazão de gás de plasma, velocidade de soldagem, diâmetro do orifício constritor e espessura da peça. Os testes experimentais foram realizados variando-se uma variável de estudo de cada vez, mantendo todas as demais constantes, conforme indicado abaixo:

• Gás de plasma: Ar;

• Gás de proteção: Ar 5% O2 (6,5 l/min);

• Gás de purga: Ar (5 l/min);

• Eletrodo: EWTh-2, diâmetro de 5 mm;

• Metal de base: aço ABNT 304L;

• Ângulo de ponta do eletrodo: 65^o;

• Distância tocha peça: 5 mm;

• Recuo do eletrodo: 2,4 mm;

• Junta: de topo sem abertura.

O recuo do eletrodo foi o valor máximo permitido, recomendado pelo fabricante da tocha para aplicações com “keyhole”. A vazão do gás de plasma foi controlada no meio da linha por um equipamento projetado no LAPROSOLDA/UFU para medir e controlar a vazão de gás entre 0,3 e 3 l/min. As vazões dos gases de proteção e de purga foram ajustadas através de medidores digitais e dos reguladores de pressão dos cilindros de gás. O tempo de retardo no acionamento do movimento da tocha em relação à abertura do arco foi de 500 ms para permitir a formação inicial do “keyhole”.

As medidas de cordão foram feitas através de um “software” de aquisição e tratamento de imagens, sendo que os valores apresentados são as médias de 2 medidas feitas na parte central das soldas.

2.2. Simbologia

A simbologia adotada neste trabalho foi conforme apresentada abaixo:

• RR: Reforço da raiz (mm);

• LR: largura da raiz (mm);

• LF: Largura da face (mm);

• AF: área fundida (mm²);

• I: corrente de soldagem (A);

• Vgpl: Vazão do gás de plasma (l/min);

• Vs: Velocidade de soldagem (cm/min);

• φb: Diâmetro do orifício constritor (mm);

• Respmed: resposta medida;

• Resppred: resposta predita.

2.3. Definição das Respostas e Metodologia de Modelagem

As respostas propostas para a geometria de cordão foram: reforço da raiz (RR), largura da raiz (LR), largura da face (LF) e área fundida (AF), conforme mostrado esquematicamente na Figura 1.

Nesta figura, também é possível verificar o perfil característico das soldas a plasma com “keyhole”.

Figura 1. Perfil característico de cordão e respostas propostas.

A modelagem das respostas propostas (Figura 1) foi feita utilizando-se a metodologia apresentada em Murphy (1950), sendo as expressões obtidas através da combinação das equações componentes do efeito isolado de cada uma das variáveis de estudo (corrente “I”, velocidade de soldagem “Vs”, Vazão de gás de plasma “Vgpl” e diâmetro do orifício constritor “φb”). Para tanto, testes foram realizados para verificar o efeito das variáveis de estudo sobre a geometria de cordão para obter, para cada uma delas, as respectivas equações componentes das respostas propostas (função apenas da variável analisada). Por exemplo, variando-se a corrente de soldagem enquanto todas as outras variáveis são mantidas constantes, obtém-se a equação componente da resposta como função da corrente (resposta = f(I)). Segundo Murphy (1950), a natureza das equações componentes define a forma de combinação: por soma (F(f(I)+f(Vgpl)+f(Vs)+f(φb))), por multiplicação (F(f(I)*f(Vgpl)*f(Vs)* f(φb))), ou ainda alternando os dois tipos de combinação.

Há também a necessidade de se fazer um teste para a validação da forma como a combinação das equações componentes foi feita. Este teste é feito comparando-se duas equações componentes de uma mesma variável de estudo, mas obtida com uma das outras variáveis restantes mantida em valores diferentes, sugerindo haver similaridade nos efeitos observados. Desta forma, neste trabalho, o efeito da vazão de gás de plasma foi obtido para dois níveis diferentes de corrente (170 e 190 A). Utilizando-se a teoria apresentada em Murphy (1950), a forma como a equação final foi escrita será válida se houver similaridade numa igualdade do tipo:

[

]

[

]

As equações componentes obtidas para o efeito de cada variável de estudo sobre as respostas propostas foram selecionadas considerando a facilidade de combinação e o seu coeficiente de correlação (R²). O valor mínimo aceito para o coeficiente de correlação foi de 0,90, garantindo sempre um bom ajuste da curva de tendência com os dados experimentais. A facilidade de combinação e interpretação dos efeitos de cada variável sobre a soldagem e a complexidade das equações finais depende basicamente da simplicidade das equações componentes.

Em termos de aplicações práticas, a variável que define a condição de soldagem é a espessura de chapa. Modelos específicos, válidos para uma única espessura de chapa, não apresentam uma utilidade prática para a indústria, visto a grande diversidade de aplicações. Neste trabalho, foi proposta uma metodologia para obter o efeito da espessura de chapa (Esp) sobre a geometria de cordão e, assim, ampliar a gama de aplicações para as quais os modelos obtidos são válidos.

3. RESULTADOS

3.1. Verificação do Efeito das Variáveis de Estudo

A Tabela 1 mostra os testes realizados e os resultados obtidos para as respostas propostas (Figura 1). Estes testes foram feitos em chapas de 3,8 mm de espessura, variando-se uma variável de cada vez enquanto as outras foram mantidas constantes conforme a condição de referência (teste 3). Nesta tabela, os testes 21 a 26 foram feitos para a validação da combinação das equações componentes.

Tabela 1. Testes experimentais e resultados obtidos para a geometria de cordão.

Teste

Nº I

(A) Vgpl

(l/min) Vs

(cm/min) φb (mm)

RR

(mm) LR

(mm) LF

(mm) AF

(mm²)

1 160 0,23 2,28 6,63 13,12

2 180 0,34 2,95 6,99 15,03

3 190 0,46 3,22 7,07 16,22

4 200 0,56 3,56 7,38 17,34

5 220 0,78 4,34 7,63 19,14

6 240

1,4 40 2,8

1,15 5,00 7,88 21,51

7 1,0 0,24 2,18 6,83 13,40

8 1,2 0,38 3,20 7,16 15,52

10 1,6 0,59 3,97 7,30 16,99

11 1,8 0,73 4,22 7,19 17,80

12

190

2,0

40 2,8

0,93 4,34 7,18 18,32

13 30 1,15 4,92 7,63 21,03

14 50 0,23 2,17 6,79 13,05

15

190 1,4 60

2,8

0,13 1,64 6,42 11,99

16 2,4 0,55 3,71 6,92 16,71

17 2,5 0,49 3,71 7,00 16,31

18 3,0 0,35 3,21 7,14 15,97

19 3,2 0,30 2,74 7,14 15,88

20

190 1,4 40

3,5 0,11 1,58 7,20 14,71

21 1,0 0,14 1,82 6,44 12,87

22 1,2 0,25 2,63 6,56 13,97

23 1,4 0,38 3,15 6,82 15,20

24 1,6 0,45 3,39 6,75 15,63

25 1,8 0,62 3,63 6,75 16,55

26

170

2,0

40 2,8

0,73 3,91 6,90 17,30 Para facilitar a análise visual dos efeitos das variáveis sobre a geometria de cordão, os resultados da área fundida não serão mostrados. A Figura 2 mostra o efeito da corrente (teste 1 a 6 da Tabela 1) sobre as respostas propostas e as respectivas equações componentes. Conforme pode ser observado, o aumento da corrente produziu um aumento proporcional em RR, LR, LF e AF (Tabela 1), causado principalmente pelo aumento da temperatura e da pressão do arco (AWS, 1991).

Corrente (A)

Resposta (mm)

0 2 4 6 8 10

150 170 190 210 230 250

LF= 0,88(I)^0,4

LR= 8,91x10^-5(I)²

RR= 3,43x10^-10(I)⁴

Figura 2. Efeito da corrente sobre RR, LR e LF.

A Figura 3 mostra o efeito da vazão do gás de plasma (testes 3 e 7 a 12 da Tabela 1) sobre a geometria de cordão, também evidenciando uma relação proporcional sobre todas as respostas.

Segundo Richardson (1991), o aumento da vazão de gás causa um aumento na pressão e no efeito de constrição do arco e, consequentemente, aumentando a sua temperatura e capacidade de penetração. Estes efeitos são os principais responsáveis pelos aumentos observados em RR, LR, LF e AF.

Vazão do gás de plasma (l/min)

Resposta (mm)

0 2 4 6 8 10

0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 2.2

LF= 6,79(Vgpl)^0,1

LR= 2,36(VgpI)

RR= 0,24(Vgpl)²

Figura 3. Efeito da vazão do gás de plasma sobre RR, LR e LF.

A Figura 4 mostra o efeito da velocidade de soldagem (testes 3 e 13 a 15 da Tabela 1), que foi inversamente proporcional sobre todas as respostas analisadas. A AWS (1991) cita que o aumento da velocidade de soldagem causa uma redução na taxa de energia transferida à peça por unidade de comprimento soldado, causando uma redução no volume total da poça de fusão e, consequentemente, nas dimensões do cordão de solda.

Velocidade de soldagem (cm/min)

Resposta (mm)

0 2 4 6 8 10

25 30 35 40 45 50 55 60 65

LF= 17,89(Vs)^-0,25

LR= 1149,08(Vs)^-1,6 RR= 28250(Vs)^-3

Figura 4. Efeito da velocidade de soldagem sobre RR, LR e LF.

A Figura 5 mostra o efeito do diâmetro do orifício constritor (testes 3 e 16 a 20 da Tabela 1) sobre a geometria de cordão. Conforme pode ser verificado nesta figura e na Tabela 1, o diâmetro do orifício de constrição foi inversamente proporcional a RR, LR e AF e proporcional com relação a LF. Estes resultados se devem principalmente à redução do efeito de constrição, reduzindo a concentração de energia e a capacidade de penetração do arco plasma (Richardson, 1991).

Diâmetro do orifício constritor (mm)

Resposta (mm)

0 2 4 6 8 10

2.2 2.4 2.6 2.8 3 3.2 3.4 3.6

LF= 6,37( b)^0,1

LR= -1,79( b)² + 8,72( b) - 6,94

RR= -0,37( b) + 1,45 φ

φ φ

φ

Figura 5. Efeito do diâmetro do orifício constritor sobre RR, LR e LF.

A Figura 6 mostra os resultados obtidos para o efeito da vazão do gás de plasma para uma corrente de 170 A (testes 21 a 26 da Tabela 1). Estes testes foram realizados para a validação da combinação das equações componentes e, a princípio, pode-se notar que o comportamento observado é semelhante ao obtido nos testes feitos com 190 A (Figura 3). Os valores obtidos, contudo, foram ligeiramente inferiores aos apresentados na Figura 3 devido ao menor nível de corrente utilizado. Deve-se destacar que esta similaridade nos efeitos obtidos é um requisito necessário para a validação da combinação das equações (Murphy, 1950).

Vazão de gás de plasma (l/min)

Resposta (mm)

0 2 4 6 8 10

0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 2.2

LF= 6,45(Vgpl)^0,1

LR= 2,06(Vgpl)

RR= 0,18(Vgpl)²

Figura 6. Efeito da vazão do gás de plasma sobre RR, LR e LF para uma corrente de 170 A.

3.2. Levantamento das Expressões Matemáticas 3.2.1. Reforço da Raiz

De acordo com Murphy (1950), funções de potência são combinadas por multiplicação, enquanto que funções do tipo polinômios são combinadas por soma. No caso do reforço da raiz, as equações da corrente, vazão de gás e velocidade de soldagem são do tipo potência e a equação do diâmetro do orifício é do tipo polinômio, indicando que a combinação deve ser feita em duas etapas.

A primeira etapa é a combinação por multiplicação das equações de I, Vgpl e Vs, conforme mostrada na Equação 1. Nesta equação, o denominador é uma constante obtida pela média dos valores fornecidos por estas equações quando são substituídos os valores da condição de referência (teste 3 da Tabela 1), elevada ao número de equações componentes menos 1 (3 – 1).

( ) ( ) ( )

2

3 2

10 4

45 , 0

28250

* 24

, 0

* 10

43 ,

3 × ^{− −}

= I Vgpl Vs

RR → RR=1,15×10⁻⁵*I⁴*Vgpl²*Vs⁻³ (1)

Entretanto, segundo Murphy (1950), a forma como a Equação 1 foi escrita será válida se a igualdade apresentada na Equação 2 for satisfeita. Nesta equação, os numeradores são, respectivamente, as equações componentes da vazão do gás de plasma para 190 e 170 A. Os denominadores são constantes fornecidas pelas respectivas equações componentes quando nelas é substituído o valor da vazão de gás da condição de referência (teste 3 da Tabela 1), no caso 1,4 l/min. A diferença observada foi de apenas 0,6% independente do valor de Vgpl, mostrando haver similaridade nos efeitos obtidos e garantido a validação da combinação realizada na Equação 1.

35 , 0

* 18 , 0 47

, 0

* 24 ,

0 Vgpl² Vgpl²

= → 0,511=0,514 (2)

A segunda etapa é a combinação por soma da Equação 1 com a equação componente do efeito do orifício constritor (Figura 5), conforme mostrado na Equação 3. O último termo que está sendo subtraído é uma constante obtida pela média dos valores fornecidos por ambas equações componentes quando nelas são substituídos os valores da condição de referência (teste 3 da Tabela 1). O número a esta constante multiplicado é o número de equações componentes menos 1 (2 – 1).

) 44 , 0 (

* 1 ) 45 , 1 37 , 0 ( )

*

*

* 10 15 , 1

( × ^{5 4 2 3} + − + −

= ⁻ I Vgpl Vs⁻ b

RR φ (3)

Fazendo-se os cálculos, obtém-se a Equação 4 para o reforço da raiz.

01 , 1 37 , 0

*

*

* 10 15 ,

1 × ^{5 4 2 3} − +

= ⁻ I Vgpl Vs⁻ b

RR φ (4)

Novamente, a forma como a Equação 4 foi escrita deve ser validada, neste caso através do teste representado pela Equação 5. Nesta equação, o lado esquerdo é a Equação 1 (substituindo os valores de I = 190 A e Vs = 40 cm/min da condição de referência) menos o valor fornecido para a vazão da condição de referência (1,4 l/min) e o lado direito é a equação componente da vazão do gás de plasma para uma corrente de 170 A (Figura 6) menos o valor fornecido para uma vazão de 1,4 l/min. Variando-se os valores de Vgpl dentro da faixa de trabalho (1 a 2 l/min), é possível verificar que o maior desvio entre os dois lados da Equação 5 é de cerca de 28%. Contudo, como os valores obtidos são de pequena magnitude, este desvio pode ser considerado aceitável. Deve-se ressaltar que as diferenças nas expressões de validação nas primeira e segunda etapas se devem basicamente à forma da combinação (por multiplicação e por soma, respectivamente).

(

) (

)

3.2.2. Largura da Raiz, Largura da Face e Área Fundida

Utilizando-se a mesma metodologia empregada acima, obtém-se as Equações 6 a 8, para a largura da raiz, largura da face e área fundida, respectivamente. Assim como a Equação 4, as Equações 6 a 8 são válidas para uma espessura de chapa de 3,8 mm e dentro das faixa de estudo:

160 ≤ I ≤ 240 A, 1 ≤ Vgpl ≤ 2 l/min, 30 ≤ Vs ≤ 60 cm/min e 2,4 ≤ φb ≤ 3,5 mm.

27 , 10 72 , 8 79

, 1

*

*

* 10 33 ,

2 × ^{2 2 1.6} − ²+ −

= ⁻ I Vgpl Vs⁻ b b

LR φ φ (6)

1 , 0 25 , 0 1 , 0 4

,

0 * * *

* 91 ,

1 I Vgpl Vs b

LF = ⁻ φ (7)

23 , 8 04 , 7 46

, 1

*

*

* 5 ,

0 ^{1,2 0,4 0,8}− ² + −

= I Vgpl Vs⁻ b b

AF φ φ (8)

3.3. Espessura de Chapa

A AWS (1991) cita que, dependendo do material, a técnica “keyhole” pode ser aplicada em peças com espessuras variando de 3 até cerca de 10 mm. Desta forma, propôs-se introduzir nas expressões um termo relacionado com a espessura de chapa. Este termo foi proposto como sendo um fator de correção para as respostas preditas pelas Equações 4 e 6 a 8, obtido subtraindo-se do valor medido, o valor predito pela respectiva equação (Respmed – Resppred). O resultado final é, então, Resp = Resppred + fator de correção.

Entretanto, foi observado experimentalmente que a condição de referência, teste 3 da Tabela 1, utilizada para a comparação entre os resultados, não produz “keyhole” em espessuras de chapas acima de 4,3 mm, causando falta de penetração na junta. Também foi verificado que as condições utilizadas para obter “keyhole” em chapas acima de 4,3 mm tendem a causar o corte da junta quando aplicadas em chapas de menor espessura. Este problema dificulta a comparação dos resultados, uma vez que um dos requisitos básicos desta análise é a condição do “keyhole”.

Desta forma, fica claro que a análise para diferentes espessuras de chapa deve ser feita considerando também diferentes condições de soldagem. Neste caso, as expressões para os fatores de correção devem levar em consideração a variação da espessura de chapa e as próprias alterações nas condições de soldagem para a obtenção da condição do “keyhole” (I, Vgpl, Vs e φb).

Uma hipótese seria trabalhar o fator de correção como função da espessura da chapa e das próprias respostas preditas, as quais são funções das variáveis de estudo (I, Vgpl, Vs e φb). Por exemplo, suponha que para obter a condição do “keyhole” em uma chapa de 6 mm, a corrente de soldagem foi aumentada em relação à condição de referência de 190 para 240 A. Evidentemente, as respostas preditas pelas Equações 4 e 6 a 8 são equivalentes ao que seria obtido para uma espessura de 3,8 mm. O fator de correção para a espessura de 6 mm é então Respmed – Resppred. Entretanto, este fator obtido não pode ser comparado com a chapa de 3,8 mm (fator = 0) porque a corrente de soldagem foi aumentada. Por isto é que foi proposto trabalhar também em termos das respostas preditas (Equações 4 e 6 a 8), para compensar a mudança nas variáveis de estudo: f(I, Vgpl, Vs, φb).

A Tabela 2 mostra, então, os testes realizados variando-se a espessura de chapa de 3,4 até 6,7 mm. Nesta tabela, também são mostrados os valores medidos e preditos em cada teste.

Tabela 2. Valores medidos e preditos nos testes com diferentes espessuras de chapa.

Valores medidos Valores preditos I Vgpl Vs φb Esp

RRmed LRmed LFmed AFmed RRpred LRpred LFpred AFpred

190 1,4 40 2,8 3,4 0,55 3,64 7,11 16,21 0,43 3,33 7,10 16,26 190 1,4 40 2,8 4,3 0,28 1,96 7,03 15,68 0,43 3,33 7,10 16,26 210 1,6 35 2,8 4,3 0,83 3,90 8,01 22,16 1,31 5,68 7,74 21,52 225 1,4 30 2,8 4,3 1,57 5,67 8,42 27,39 2,11 7,26 8,16 25,06 240 1,8 30 2,8 6,0 1,17 3,04 8,95 30,52 4,55 10,58 8,59 29,93 240 1,6 35 2,8 6,0 0,74 2,37 8,57 26,25 2,25 7,38 8,17 25,25 225 1,4 30 2,8 6,0 0,64 2,25 8,34 25,13 2,11 7,26 8,16 25,06 240 1,6 30 2,8 6,7 0,70 2,43 8,91 30,08 3,59 9,41 8,49 28,56 Onde: I (A); Vgpl (l/min); Vs (cm/min); φb, Esp, RR, LR e LF (mm) e AF (mm²).

Na Tabela 2, pode-se observar que o valores preditos de LF e AF foram próximos dos valores medidos, indicando uma boa aproximação dos modelos para estas respostas. Por outro lado, esta aproximação não foi verificada para RR e LR, onde os valores preditos divergiram dos valores medidos, sugerindo nestes casos a necessidade do uso de um fator de correção. Esta divergência se deve à maior dificuldade para o arco produzir o “keyhole” a medida que a espessura de chapa é aumentada e vice-versa.

A Figura 7 mostra o fator de correção obtido para o reforço da raiz (RRmed – RRpred) em função da espessura de chapa e da resposta predita através da Equação 4 (RRpred). As curvas de ajustes foram propostas por analogia, ou seja, foram extrapoladas para as diferentes espessuras de chapa em

função das tendências observadas. Para facilitar o entendimento, os fatores de correção dos testes da Tabela 1 foram também mostrados, representados pela curva F = 0 (para 3,8 mm de espessura).

Estes testes são os mesmos utilizados para o levantamento da Equação 4 do reforço da raiz, logo já era esperado que os fatores de correção fossem praticamente iguais a 0.

Resposta predita - RR _pred (mm) Fator (RRmed - RRpred)

-5 -4 -3 -2 -1 0 1

0 1 2 3 4 5 6

Esp = 3,4 mm F = 0,22(RR _pred) Esp = 3,8 mm F = 0

Esp = 4,3 mm F = -0,28(RR _pred) Esp = 6,0 mm F = -0,72(RR _pred) Esp = 6,7 mm F = -0,80(RR _pred)

Figura 7. Fator de correção do reforço da raiz predito em função da espessura de chapa.

Verifica-se na Figura 7 que apenas o coeficiente angular (inclinação) das curvas de ajuste variam com a espessura. Portanto, a expressão geral para o fator de correção da espessura de chapa para o reforço da raiz pode ser escrita conforme a Equação 9, onde RRpred é o valor de RR predito pela Equação 4 e a expressão entre colchetes é a relação para a inclinação das curvas da Figura 7.

[ ( ) ]

RR Esp RR

F = −1,50ln +2 * (9)

Da mesma forma, obteve-se a expressão do fator de correção da espessura de chapa para a largura da raiz conforme a Equação 10, sendo LRpred o valor de LR fornecido pela Equação 6.

[ ( )

LR Esp LR

F = −1,30ln +1,68

]

3.4. Equações Finais

As Equações 11 a 14 são as expressões finais para RR, LR, LF e AF, respectivamente, adicionando-se o fator de correção. Estas equações são válidas dentro das faixas de trabalho: 160 ≤ I ≤ 240 A, 1 ≤ Vgpl ≤ 2 l/min, 30 ≤ Vs ≤ 60 cm/min, 2,4 ≤ φb ≤ 3,5 mm e 3,4 ≤ Esp ≤ 6,7 mm.

(

)

[

( )

]

= ⁻ I Vgpl Vs⁻ b Esp

RR φ (11)

(

)

[

( )

]

= ⁻ I Vgpl Vs⁻ b b Esp

LR φ φ (12)

1 , 0 25 , 0 1 , 0 4

,

0 * * *

* 91 ,

1 I Vgpl Vs b

LF = ⁻ φ (13)

23 , 8 04 , 7 46

, 1

*

*

* 5 ,

0 ^{1,2 0,4 0,8}− ² + −

= I Vgpl Vs⁻ b b

AF φ φ (14)

3.5. Validação Experimental dos Modelos Obtidos

A Tabela 3 mostra os testes de validação experimental dos modelos e os respectivos valores de respostas medidos e preditos através das Equações 11 a 14. Como pode ser verificado, os valores preditos foram próximos dos valores experimentais (medidos), indicando uma boa aproximação dos modelos para a predição da geometria de cordão considerando as variáveis de estudo. Os desvios foram relativamente baixos e podem estar relacionados com a variação normal dos dados experimentais, arredondamentos, ajuste das curvas, ou ainda por falhas de procedimento.

Tabela 3. Testes de validação e os respectivos resultados medidos e preditos.

Condição de soldagem Valores medidos Valores preditos

I Vgpl Vs φb Esp RR LR LF AF RR LR LF AF

170 1,45 45 2,8 3,8 0,19 2,13 6,37 12,50 0,20 2,19 6,62 13,14 210 1,75 55 2,8 3,8 0,37 2,90 6,71 14,71 0,38 2,90 6,98 15,54 230 1,9 65 2,8 3,8 0,34 2,66 7,37 14,75 0,40 2,89 7,00 15,67 200 1,4 40 2,8 4,3 0,42 2,50 7,56 18,35 0,44 2,88 7,25 17,29 220 1,2 45 2,8 4,3 0,36 1,94 7,31 16,20 0,32 2,49 7,20 16,59 240 1,6 30 2,8 6,0 1,00 2,57 8,78 28,69 1,12 3,30 8,49 28,56 240 2 35 2,8 6,0 0,83 2,76 8,75 28,30 1,10 3,23 8,35 27,60 235 1,6 30 2,8 6,0 1,16 2,70 9,02 28,47 1,03 3,17 8,42 27,85 225 1,4 30 2,8 6,7 * * 8,27 25,43 0,31 1,51 8,16 25,06 230 2 30 2,8 6,7 0,86 2,72 8,83 30,26 0,70 2,24 8,54 29,67 Onde: I (A); Vgpl (l/min); Vs (cm/min); φb, Esp, RR, LR e LF (mm) e AF (mm²). * Sem “keyhole”.

3.6. Interpretação dos Resultados

No trabalho de Richetti et al. (2002) foi citado que as aplicações com “keyhole” em chapas de 3,8 mm são obtidas quando o reforço da raiz estiver entre 0,1 e 1,5 mm, ou quando a largura da raiz estiver entre 1,5 até cerca de 5 mm. Evidentemente, a faixa operacional que define a região de estabilidade do “keyhole” pode variar ligeiramente com a espessura da chapa. Por exemplo, em um dos testes da Tabela 3, feitos com uma espessura de chapa de 6,7 mm, não houve a formação do

“keyhole”, sugerindo neste caso que os valores preditos de RR e LR, 0,3 e 1,5, respectivamente, representam os limites extremos para a manutenção da penetração total na junta para esta espessura de chapa.

De maneira geral, valores de RR abaixo de 0,15 mm podem causar o fechamento do “keyhole”, produzindo falta de penetração na junta e acima de 1,5 mm podem causar o corte da junta. Os valores de LR podem variar de cerca de 1,5 mm até cerca de 5,5 mm, porém, os pontos extremos podem estar sujeitos a instabilidades, causando defeitos na solda.

4. CONCLUSÕES

• A corrente e a vazão do gás de plasma afetaram proporcionalmente RR, LR, LF e AF;

• A velocidade de soldagem foi inversamente proporcional a RR, LR, LF e AF;

• O diâmetro do orifício constritor afetou inversamente RR, LR e AF e diretamente LF;

• A metodologia utilizada para introduzir o efeito da espessura de chapa nos modelos obtidos se mostrou adequada quanto aos objetivos propostos;

• Os modelos obtidos foram adequados para a predição da geometria de cordão nas condições de estudo e os valores preditos podem fornecer uma boa indicação da estabilidade do “keyhole”.

5. AGRADECIMENTOS

Os autores deste trabalho gostariam de agradecer à ACESITA S.A pela doação do material e à CAPES pelo apoio financeiro.

6. REFERÊNCIAS

AWS – American Welding Society, 1991, “Plasma arc Welding”, In: Welding Handbook, 8th ed., vol. 2, pp. 329 - 350.

Murphy, G., 1950, “Similitude in Engineering”, The Ronald Press Company, 199 p.

Richardson, I. M., 1991, "Hyperbaric Plasma Welding", Ph.D. Thesis, Cranfield Institute of Technology.

Richetti, A.; Oliveira, S. A. G. e Ferraresi, V. A., 2002; “Modeling the Weld Bead Geometry for Keyhole Plasma Welding of AISI 304L Stainless Steel”, II Congresso Nacional de Engenharia Mecânica – CONEM, 12 –16 de Agosto, João Pessoa - PB, Brasil, CD-ROM.

EFFECT OF THE PRIMARY PROCESS VARIABLES AND MODELING THE WELD BEAD GEOMETRY FOR KEYHOLE PLASMA WELDING OF

AISI 304L STAINLESS STEEL André Richetti

Federal University of Uberlândia, School of Mechanical Engenireeng, arichett@mecanica.ufu.br Valtair Antonio Ferraresi

Federal University of Uberlândia, School of Mechanical Engenireeng, valtairf@mecanica.ufu.br Abstract: Since the beginning of the 90’s, the plasma arc welding is being used as a primary welding process, despite the operational costs and adjustment difficulties. Due to the high arc energy concentration, this process can also be used in the keyhole mode, where the arc penetrates through the entire thickness of the piece being welded, generating at the incidence point a small orifice. It is through this technique that the plasma process presents the major advantages in comparison to other conventional processes. Some of these advantages are higher productivity and the assurance of total joint penetration. In this work, the main goal is to analyze the influence of the primary process variables (current, plasma gas flow rate, welding speed, constriction orifice diameter and piece thickness) on the weld bead geometry for AISI 304L stainless steel welding.

Once established the relations between the variables and the responses, in the form of several empirical equations, the final bead geometry will be known for any condition inside the experimental space. The results obtained suggest that the expressions developed allow a clear understanding of the involved effects, the prediction of the weld bead geometry under the analyzed ranges and the detection of extreme conditions such as excessive or incomplete joint penetration.

Keywords: keyhole plasma welding, primary variables, empirical modeling.