Estudo dos efeitos da pulsação ultrassônica da corrente no processo TIG sobre a geometria, microestrutura e propriedades da solda

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ESTUDO DOS EFEITOS DA PULSAÇÃO

ULTRASSÔNICA DA CORRENTE NO PROCESSO TIG SOBRE A GEOMETRIA, MICROESTRUTURA E PROPRIEDADES DA

SOLDA

Dissertação submetida ao Programa de Pós-Graduação em Ciência e Engenharia de Materiais da Universidade Federal de Santa Catarina para a obtenção do Grau de Mestre em Ciência e Engenharia de Materiais. Orientador: Prof. Dr. Carlos Enrique Niño Bohórquez

Coorientador: Prof. Dr. Tiago Vieira da Cunha

Florianópolis Fevereiro 2019

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Moreira Filho, Zízimo

Estudo dos efeitos da pulsação ultrassônica da corrente no processo TIG sobre a geometria, microestrutura e propriedades da solda / Zízimo Moreira Filho ; orientador, Carlos Enrique Niño Bohórquez, coorientador, Tiago Vieira da Cunha, 2019. 88 p.

Dissertação (mestrado) - Universidade Federal de Santa Catarina, Centro Tecnológico, Programa de Pós Graduação em Ciência e Engenharia de Materiais, Florianópolis, 2019.

Inclui referências.

1. Ciência e Engenharia de Materiais. 2. Processo TIG. 3. Excitação ultrassônica. 4. Zona afetada pelo calor. 5. Zona fundida. I. Bohórquez, Carlos Enrique Niño. II. Vieira da Cunha, Tiago. III. Universidade Federal de Santa Catarina.

Programa de Pós-Graduação em Ciência e Engenharia de Materiais. IV. Título.

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ESTUDO DOS EFEITOS DA PULSAÇÃO

ULTRASSÔNICA DA CORRENTE NO PROCESSO TIG SOBRE A GEOMETRIA, MICROESTRUTURA E PROPRIEDADES DA

SOLDA

Esta Dissertação foi julgada adequada para obtenção do título de “Mestre” e aprovada em sua forma final pelo Programa Pós-Graduação

em Ciência e Engenharia De Materiais Florianópolis, 27 de fevereiro de 2019.

________________________ Prof. Dr. Guilherme Mariz de Oliveira Barra

Coordenador do Programa de Pós Graduação em Ciência e Engenharia de Materiais

Banca Examinadora:

________________________

Prof. Dr. Carlos Enrique Niño Bohórquez Orientador

Universidade Federal da Santa Catarina

________________________ Prof. Dr. Tiago Vieira da Cunha

Coorientador

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______________________________ Prof. Dr. Carlos Augusto Silva de Oliveira

Universidade Federal de Santa Catarina

________________________ Prof. Dr. Hélio Ormeu Ribeiro

Instituto Federal de Educação Ciência e Tecnologia de Santa Catarina

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Este trabalho é dedicado aos meus filhos pela ajuda e colaboração.

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Todo trabalho requer esforço e dedicação para que as recompensas apareçam de tal forma que você se sinta realizado. O esforço empregado nunca é apenas de quem realiza o trabalho, mas de todos que direta e indiretamente atuaram para a concretização do resultado, resultado do trabalho empregado.

Agradeço primeiramente a Deus, Grande Arquiteto do Universo pela graça recebida;

Ao meu falecido pai, Zízimo Moreira, que foi grande incentivador nos meus estudos e de meus sonhos;

Aos meus filhos, Ingrid e Lucas, que sempre estiveram ao meu lado suportando as situações difíceis e incentivando para que nunca desistisse da conquista;

A meus familiares pelo apoio e incentivo;

Ao Professor Dr. Carlos Enrique Niño Bohórquez, meu orientador, que soube orientar com muita paciência e maestria a condução dos trabalhos;

Ao meu amigo e colega, Professor Dr. Hélio Ormeu Ribeiro, que foi o grande incentivador para a realização desse trabalho;

Ao Professor Dr. Tiago Vieira da Cunha, meu Coorientador, pela colaboração em ceder e possibilitar a utilização dos equipamentos do Laboratório de Tecnologia da Soldagem - LTS UFSC em Joinville;

Ao Professor Dr. Henrique Cezar Pavanati, pela colaboração em ceder o espaço e equipamentos do Laboratório de Materiais do IFSC, sem o qual não teria conseguido realizar os experimentos de análise, bem como pelas horas cedidas no atendimento de minhas dúvidas.

Ao Professor Dr. Luciano Amaury dos Santos pela atenção nas discussões a respeito do tema abordado no trabalho.

Aos colegas Professores, Marcelo Vandresen, Vinícius Borba e Eduardo Fantanella pela colaboração durante os trabalhos.

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"Não podemos resolver nossos problemas com o mesmo pensamento que tínhamos quando os criamos". (Albert Einstein)

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Com o desenvolvimento dos processos de soldagem TIG, uma nova variante surgiu e possibilitou a utilização da pulsação ultrassônica de corrente com os resultados preliminares bastante promissores. O objetivo deste trabalho foi estudar os efeitos da pulsação de corrente em frequências ultrassônicas no processo TIG, sobre a geometria, microestrutura e propriedades da solda, incluindo a zona fundida (ZF) e a zona afetada pelo calor (ZAC). Na literatura científica são descritos vários métodos de utilização de energia ultrassônica. Os efeitos são evidentes no que se refere às características dimensionais da solda e os seus aspectos metalúrgicos, principalmente o refino do grão e a mudança na microestrutura. Maior capacidade de homogeneização e maior refino com dispersão de partículas de segunda fase também são descritos na literatura. Para atingir os objetivos propostos, realizou-se um mapeamento da influência da frequência de pulsação e da forma de onda pulsada sobre as características dimensionais e metalúrgicas de soldas obtidas pelo processo TIG com excitação ultrassônica. Na análise da geometria do cordão das soldas realizadas com pulsação ultrassônica não se constatou um padrão com alterações significativas, necessitando aprofundamento em pesquisas posteriores. Os resultados mais relevantes foram observados na ZAC GG onde se constatou menor dureza em relação a TIG convencional. A interface entre a ZAC GG e a ZF apresentou microestrutura com grãos mais refinados não sendo possível, na maioria dos corpos de prova ensaiados, identificar a linha de fronteira entre as duas regiões. A microestrutura se constituiu com menor fração de martensita, mais ferrita nucleada nos contornos de grãos da austenita prévia, com pequena quantidade de bainita e colônias de perlita. Este comportamento pode estar associado ao aumento da taxa de convecção do calor relativo ao processo, com a agitação do material da ZF provocado pela pulsação ultrassônica.

Palavras-chave: TIG, excitação ultrassônica, zona afetada pelo calor (ZAC), zona fundida (ZF).

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With the development of the TIG welding processes, a new variant emerged and enabled the use of the ultrasonic pulsation of current. Preliminary results are quite promising. The objective of this work was to study the effects of current pulsation on ultrasonic frequencies in the TIG process, we evaluated the geometry, microstructure and properties of the weld, including the molten zone (ZF) and the zone affected by heat (ZAC). Literature describes several methods of using ultrasonic energy. The effects are evident with regard to the dimensional characteristics of the weld and its metallurgical aspects, mainly the refining of the grain and the change in the microstructure. Higher homogenization capacity and higher refining with dispersion of second phase particles are also described in the literature. In order to reach the proposed objectives, a mapping of the influence of pulse rate and pulsed waveform on the dimensional and metallurgical characteristics of welds obtained by the TIG process with ultrasonic excitation was carried out. In the analysis of the cord´s geometry of the welds performed with ultrasonic pulsation, a pattern with significant changes was not found, requiring further research in later studies. The most relevant results were observed in the ZAC GG where we found less hardness than the conventional TIG. The interface between the ZAC GG and the ZF showed microstructure with more refined grains and it is not possible, in the majority of the tested specimens, to identify the boundary line between the two regions. The microstructure consisted of a smaller fraction of martensite, plus nucleated ferrite in the grain boundaries of the previous austenite, with a small amount of bainite and perlite colonies. This behavior may be associated to the increase of the heat convection rate relative to the process, with the agitation of the ZF material caused by the ultrasonic pulsation.

Keywords: TIG, ultrasonic pulsation, heat affected zone (ZAC), molten zone (ZF).

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Figura 1 - Efeito da forma de onda pulsada sobre o cordão de solda [1]... 17 Figura 2 - Ciclo térmico da solda TIG com pulsação de 1 Hz[3].. 19 Figura 3 - Representação das regiões de um cordão de solda

produzido com pulsação térmica em que pode ocorrer refino de grão... 20 Figura 4 - Micrografia da face do cordão de solda realizado com

corrente contínua pulsada a 2,5 Hz [50]... 21 Figura 5 - Diagrama esquemático do sistema de vibração

ultrassônica proposto por Su et al. [20]... 22 Figura 6 - Macrografia da seção transversal das soldas realizadas

em AISI 304. Fonte Sun et al. [20]... 23 Figura 7 - Diagrama esquemático do sistema de vibração

ultrassônica empregado por Dong et al. [25]... 24 Figura 8 - Diagrama esquemático do sistema de vibração

ultrassônica empregado por Watanabe et al.[26]... 24 Figura 9 - Fração da microestrutura colunar dendrítica no metal

de solda em função da vibração ultrassônica [28]... 25 Figura 10 - Diagrama esquemático do método com excitação

ultrassônica da corrente de soldagem. Adaptado de Lei

et al. [34]... 27 Figura 11 - Influência da frequência de pulsação ultrassônica no

tamanho da zona termicamente afetada [32]... 29 Figura 12 - Largura e penetração dos cordões de solda em função

da frequência de pulsação da corrente de excitação ultrassônica com amplitude de 50 A e formas de onda senoidal, triangular e retangular [1]... 31 Figura 13 - Macrografias dos cordões de solda obtidos em corrente

constante. Com corrente de excitação ultrassônica de 50 A/20 kHz e forma de onda senoidal, triangular e retangular. Ampliação de 50 X [1]... 32 Figura 14 - Sistema de aquisição de dados desenvolvido por

Cunha [1]... 34 Figura 15 - Bancada de soldagem, Fonte de soldagem, Tocha TIG,

Tartílope, IHM, Multímetro e Unidade de refrigeração. 35 Figura 16 - Posição dos cordões de solda nas amostras... 36

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0,3mm da superfície... 41

Figura 19 - Posição do perfil de dureza da ZAC GG... 42

Figura 20 - Local das impressões da análise da dureza na ZF... 43

Figura 21 - Largura da ZF - Energia de 11,39 kJ.cm-1_{... 44}

Figura 26 - Penetração da ZF – Energia de 11,39 kJ.cm-1_{... 49}

Figura 30A- Penetração da ZF – Onda Senoidal... 53

Figura 30B- Penetração da ZF – Onda Triangular... 53

Figura 30C- Penetração da ZF – Onda Quadrada... 54

Figura 31 - Penetração da ZF considerando a média nas formas de onda... 54

Figura 32 - Penetração da ZF considerando a média na frequência... 55 Figura 33A- Área da ZF – Energia 5,70 kJ.cm-1_{... 56}

Figura 33B- Área da ZF – Energia 6,78 kJ.cm-1_{... 56}

Figura 34A Área da ZF – Energia 7,91 kJ.cm-1_{... 57}

Figura 34B- Área da ZF – Energia 9,49 kJ.cm-1_{... 57}

Figura 35 - Área da ZF – Energia 11,39 kJ.cm-1_{... 58}

Figura 35A- Área da ZF – Onda Triangular... 58

Figura 35B- Área da ZF – Onda Quadrada... 59

Figura 36 - Largura da ZAC – Energia 11,39 kJ.cm-1_... ₆₀

Figura 37 - Largura da ZAC – Energia 9,49 kJ.cm-1_... ₆₀

Figura 38 - Largura da ZAC – Energia 5,70 kJ.cm-1_... ₆₁

Figura 39 - Largura da ZAC – Energia 6,78 kJ.cm-1_... ₆₂

Figura 40 - Perfil de microdureza à 0,3 mm da superfícies... 64

Figura 41 - Dureza da ZAC GG – Energia 6,78 kJ.cm-1_{... 65}

Figura 42 - Dureza da ZAC GG – Energia 5,70 kJ.cm-1_{... 66}

Figura 43 - Micrografia do CP E6,78 CC... 67

Figura 44 - Micrografia realizada no campo escuro do CP E6,78 CC... 68

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Figura 45 - Micrografia do CP E6,78 30T... 69

Figura 46 - Micrografia no campo escuro do CP E6,78 30T... 69

Figura 48 - Micrografia realizada no campo escuro do CP E5,70 CC... 71

Figura 49 - Micrografia do CP E5,70 70Q... 72

Figura 50 - Micrografia realizada no campo escuro do CP E5,70 70Q... 73

Figura 51A- Dureza da ZA – Energia 5,79 kJ.cm-1 _{onda triangular. 74} Figura 51B- Dureza da ZA – Energia 5,79 kJ.cm-1 _{onda quadrada. 75} Figura 52A- Dureza da ZA – Energia 7,91 kJ.cm-1 _{onda triangular. 75} Figura 52B- Dureza da ZA – Energia 7,91 kJ.cm-1 _{onda quadrada. 76} Figura 53A- Dureza da ZA – Energia 11,39 kJ.cm-1 _onda triangular... 76

Figura 53B- Dureza da ZA – Energia 11,39 kJ.cm-1 _{onda quadrada 77} Figura 54 - Micrografia do CP E7,91 CC... 78

Figura 55 - Micrografia do CP E7,91 70T... 78

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Tabela 01 - Composição química do material coletado... 36 Tabela 02 - Valores de tensão do arco, velocidade de soldagem e

energia... 37 Tabela 03 - Condições para as soldagens TIG pelo método

tradicional sem pulsação... 38 Tabela 04 - Condições para as soldagens TIG com pulsação

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ABNT - Associação Brasileira de Normas Técnicas Ac3 - Temperatura de transformação

AISI - American Iron and Steel Institute

ASTM - American Society for Testing and Materials CC - Corrente Constante

CCPD - Corrente contínua com polaridade direta CCPI - Corrente contínua com polaridade indireta CP - Corpo de Prova

E - Energia de soldagem GTAW - Gás Tungsten Arc Welding Hz - Hertz

I - Corrente elétrica

IFSC - Instituto Federal de Ciência e Tecnologia de Santa Catarina IMC - Empresa que atua no ramo da soldagem desde 1993 LTS - Laboratório de tecnologia da Soldagem

SUS- System Usability Scale TIG - Tungsten Inert Gás

MIG/MAG- Metal Inert Gas / Metal Active Gas

U-TIG- Processo de soldagem TIG com excitação ultrassônica do arco

UFSC - Universidade Federal de Santa Catarina U - Tensão elétrica

ZAC - Zona afetada pelo calor

ZAC-GG - Região de grãos grosseiros da zona afetada pelo calor ZPD - Zona parcialmente diluída

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ZPF - Zona parcialmente fundida ZF - Zona fundida

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1 INTRODUÇÃO ... 15

1.1 OBJETIVOS ... 15

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ... 16

2.1 TIG PULSADO EM BAIXA FREQUÊNCIA ... 17

2.2 TIG COM PULSAÇÃO ULTRASSÔNICA ... 21

3 METODOLOGIA ... 33

3.1 BANCADA DE ENSÁIOS ... 33

3.2 METAL DE BASE ... 35

3.3 PARÂMETROS DE SOLDAGEM ... 37

3.3.1 Variáveis e parâmetros fixos ... 37

3.4 OBTENÇÃO E PREPARAÇÃO DOS CORPOS DE PROVA ... 39

4 RESULTADOS E DISCUSSÕES ... 43

4.1 ANÁLISE DAS DIMENSÕES DA ZF E DA ZAC ... 43

4.2 ANÁLISE DA DUREZA E DA MICROESTRUTURA DAS SOLDAS ... 63

5 CONCLUSÃO ... 81

5.1 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ... 83

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1 INTRODUÇÃO

Após a Segunda Guerra Mundial, a maioria dos processos de soldagem teve um impulso em seu desenvolvimento tecnológico para atender a demanda não só da indústria metal mecânica, mas também naval e aeroespacial. Nesse contexto, o TIG veio suprir uma necessidade em soldar materiais de difícil soldabilidade, como o alumínio e magnésio. Além disso, o processo possibilita dentre outras características um excelente controle da energia transferida para a solda, excelente estabilidade do arco e produz soldas com bom acabamento sem que seja necessária limpeza após a operação.

Apresenta, no entanto, baixa produtividade, o que muitas vezes não o torna econômico. E, para contornar essa desvantagem, diversas variantes do processo vêm sendo estudadas e desenvolvidas. Um dos fatores que contribuíram para melhoria da produtividade está nos avanços na área tecnológica, que permitiram o desenvolvimento de fontes de soldagem com pulsação em frequências ultrassônicas, frequências essas superiores a 20kHz, trazendo benefícios no que se refere às características metalúrgicas tanto na zona fundida (ZF) como na zona afetadas pelo calor (ZAC), e também nos aspectos operacionais da soldagem tais como tamanho e facilidade no manuseio.

Estudos recentes com a utilização da pulsação ultrassônica da corrente no processo de soldagem TIG, realizados através de uma tese de doutorado desenvolvida na UFSC, propiciou a criação de uma infraestrutura para aplicação desta nova variante do processo, cujos resultados preliminares se mostraram promissores no que diz respeito aos aspectos geométricos, metalúrgicos e de propriedades mecânicas da solda. No entanto, para consolidá-lo se faz necessário um estudo mais sistemático e aprofundado, foco deste trabalho.

1.1 OBJETIVOS

Estudar os efeitos da pulsação de corrente em frequências ultrassônicas no processo TIG, sobre a geometria, microestrutura e propriedades da solda, incluindo a zona fundida e a zona afetada pelo calor. Não obstante o estudo ser realizado com a variante U-TIG (TIG ultrassônico), os resultados permitirão determinar aplicações e potencialidades não só para o processo TIG, mas também para outros processos de soldagem a arco

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2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

O processo de soldagem TIG (em inglês, GTAW), teve seu grande desenvolvimento com a Segunda Guerra Mundial [49] e é utilizado principalmente para pequenas espessuras, menores que 10 mm. É um processo adequado a quase todos os metais, em especial aços liga como os aços inoxidáveis, ligas de alumínio e magnésio, ligas de níquel e outras especiais, metais altamente reativos como titânio e zircônio. É bastante utilizado para soldagem de tubos, na indústria aeroespacial e nuclear, em trabalhos de reparação, pois permite um excelente controle do processo e a possibilidade de utilizar ou não material de adição.

Tem a vantagem de apresentar cordões de solda de alta qualidade, sem escória e sem respingos, além de poder ser empregado em todas as posições nos diversos tipos de juntas. Em razão de admitir um controle preciso do aporte térmico, a soldagem TIG é mais adequada para unir metais de pequena espessura, para fazer cordões em componentes sensíveis ao calor, para trabalhos de manutenção e também para realizar pontos de solda em chapas finas.

Outra das vantagens do processo TIG é que pode ser utilizado com corrente contínua ou corrente alternada, conforme a aplicação. Ao soldar com corrente contínua, a forma mais utilizada é conectar o eletrodo ao polo negativo (na denominada polaridade direta, CCPD), para que os elétrons sejam emitidos a partir da superfície do eletrodo pelo fenômeno da emissão termoiônica. Esses elétrons atingem a peça em alta velocidade e, como resultado, provocam um grande efeito de aquecimento da peça, tendo como consequência a obtenção de soldas profundas e estreitas [4]. Já na soldagem em polaridade indireta (CCPI), com o eletrodo conectado ao polo positivo, o efeito de aquecimento pelos elétrons ocorre no eletrodo ao invés da peça. Nesta situação, se obtém soldas rasas e se deve utilizar eletrodos de diâmetros maiores e eficientemente resfriados, preferencialmente com água para evitar o rápido desgaste do mesmo. Também na CCPI, se obtém uma característica muito importante, conhecida como limpeza catódica dos óxidos, pela qual o filme de óxidos existente na peça é removido ao mesmo tempo em que ocorre emissão de elétrons na sua superfície.

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2.1 TIG PULSADO EM BAIXA FREQUÊNCIA

No processo TIG pode ser utilizada também corrente contínua pulsada, onde a intensidade da corrente varia entre um nível de pulso e um nível de base, sendo possível controlar de forma independente os tempos correspondentes de pulso e de base. Durante o tempo em que é estabelecida a corrente de pulso, forma-se uma poça fundida. Depois, durante o tempo de corrente de base, escolhida com intensidade suficiente para evitar a extinção do arco, a poça fundida resfria e solidifica.

A solda obtida é constituída de uma série de poças fundidas sobrepostas de modo a formar um cordão contínuo conforme mostrado na Figura 1. A velocidade de soldagem deve ser definida de modo a obter sobreposição suficiente para que o cordão seja contínuo. Isso depende da frequência de pulsação e do tamanho das poças fundidas. [8, 9].

Figura 1 - Efeito da forma de onda pulsada sobre o cordão de solda.

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Portanto, a soldagem com corrente pulsada possibilita um controle mais efetivo na distribuição do calor, especialmente quando se utiliza baixas velocidades de soldagem.

Como ocorre um intervalo, onde a corrente é mantida em um nível mínimo, suficiente apenas para manter o arco estabelecido, o calor introduzido na região da solda é transferido para a peça. Dessa forma, é possível alcançar o regime térmico permanente rapidamente, de modo que a penetração da solda deixa de variar significativamente ao longo do cordão [3].

A pulsação da corrente também tem um efeito interessante, de pulsação térmica. Por exemplo, na soldagem de peças de tamanhos diferentes ou de materiais com propriedades termofísicas diferentes. Estas peças tenderiam a produzir taxas de resfriamento distintas, pois como o calor é introduzido durante o curto tempo que dura o pulso, não há tempo para que a peça, que tende a produzir maior taxa de resfriamento, escoe calor da região da solda. Já na peça que tende a produzir baixa taxa de resfriamento, o tempo em que o pulso permanece em nível baixo evita que a peça se aqueça em demasia [3].

A pulsação térmica concentra os efeitos do calor, o que facilita a obtenção de cordões com penetração uniforme e, por manter a poça fundida na dimensão máxima por pouco tempo, evita escorrimento em soldas realizadas em posições diferentes da plana.

A zona fundida (ZF) e a zona afetada pelo calor (ZAC), em uma solda com corrente pulsada, se assemelham à ZF e ZAC de soldas multipasses pois cada ponto da solda sofre uma sucessão de ciclos térmicos de aquecimento e resfriamento, como pode ser visto na Figura 2 [3].

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Figura 2 – Ciclo térmico da solda TIG com pulsação de 1Hz.

Fonte: Santos [3].

O aço carbono, como o material de base proposto para este trabalho, pode sofrer transformações alotrópicas em função dos vários ciclos de aquecimento e resfriamento.

Como resultado disso, a ZF e ZAC formadas em primeiro pulso, ao serem reaquecidas por pulsos subsequentes, podem sofrer refino da microestrutura se as temperaturas de reaquecimento forem superiores à temperatura de transformação Ac3; (Figura 03). Nas regiões da ZF e ZAC em que por ventura existia martensita, se forem reaquecidas a temperaturas pouco inferiores à temperatura de transformação Ac1, podem sofrer revenimento. Além disso, pode ocorrer a formação de uma estrutura refinada no metal de solda durante a solidificação devido ao incremento de taxa de resfriamento durante o tempo de base, que promove um aumento da taxa de nucleação da fase sólida [3].

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Figura 3: Representação das regiões de um cordão de solda produzido com pulsação térmica em que pode ocorrer refino de grão: (a) durante a

solidificação e (b) por transformação no estado sólido.

Fonte: Santos [3].

As vantagens relatadas de maneira geral, nos vários trabalhos que abordam a soldagem com pulsação de corrente em baixa frequência encontrados na literatura, referem-se a um maior controle sobre as características dimensionais do cordão de solda [10,11], maior tolerância às variações na dissipação de calor [12], menor aporte térmico [13,14] com redução das tensões residuais e distorções da peça (Vishnu apud [9]) [14,15]. Já na questão metalúrgica, as vantagens relatadas na literatura estão relacionadas ao refino de grão na ZF [15], redução da largura da ZAC [16], e controle de segregação (Gokhale et al. Aput [9,17].

Na macrografia da Figura 04, obtida no trabalho de Dutra e Cunha [50], mesmo com a imposição de sucessivos pulsos de energia, é possível observar o crescimento epitaxial dos grãos de uma poça em solidificação a partir dos grãos já existentes na poça anterior, já solidificada.

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Figura 4 - Micrografia da face do cordão de solda realizado com corrente contínua pulsada a 2,5 Hz.

Fonte: Adaptada de Dutra e Santos [50].

2.2 TIG COM PULSAÇÃO ULTRASSÔNICA

Outra variante do processo é a soldagem TIG com pulsação ultrassônica, que é uma das tecnologias mais recentes no que se refere aos processos de soldagem por fusão utilizando o arco elétrico como fonte de calor. A soldagem TIG com pulsação ultrassônica visa principalmente obtenção da melhoria nas características microestruturais da ZF e ZAC, para melhorar as propriedades mecânicas das mesmas.

Inicialmente as formas tradicionais de introdução de energia ultrassônica eram baseadas em transdutores do tipo mecânico, tais como magnetostrictivos ou cristais piezelétricos [18]. Outro método descrito na literatura é o proposto por Sun et al. [20, 21], que introduziu vibração ultrassônica através da oscilação longitudinal de um fio de titânio excitado por um transdutor piezelétrico ultrassônico, sendo esse

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fio acoplado ao eletrodo de tungstênio do processo TIG (Figura 05). A vibração ultrassônica produzida assim no arco é transmitida para a poça fundida e independe da forma de onda e da polaridade.

Figura 5 – Diagrama esquemático do sistema de vibração ultrassônica proposto por Su et al.

Fonte: Adaptado de Su et al.[20].

Su et al.[20,21] aplicando esse método na soldagem de aço inox AISI 304, conseguiram aumentar a penetração da solda e também a relação penetração/largura do cordão. Com uma potência de 200 W e frequência de vibração de 20,5 kHz, tiveram um aumento na penetração da solda de 32% a 37% em relação ao de soldas sem excitação ultrassônica, ao utilizar correntes de 100A e 150A respectivamente [20] (Figura 06).

Fan et al. e Sun et al. [22] também relatam um aumento na penetração ao soldar aço inoxidável AISI 304. San et al.[23] em seus experimentos, aplicaram 89 diferentes potências de vibração ultrassônica, com valores de até 1kW e, no que diz respeito à relação penetração/largura, relatam um aumento de cerca de 235% utilizando correntes de 100A, e 380% com correntes de 150A, se comparados com soldas feitas pelo processo TIG convencional [21].

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Conforme Fan et al. e Sun et al., o aumento na penetração da solda ocorreu em função do aumento da pressão do jato de plasma sobre a poça fundida promovido pela oscilação longitudinal do eletrodo. Um aumento da penetração da solda também foi obtido por Wen [24], ao soldar uma liga de alumínio 7075-TS com potência do ressonador de 2 kW e uma frequência de 20 kHz.

Observou que o aumento na penetração chegou a 46% a mais do que a TIG convencional e houve uma redução na ordem de 42% do tamanho dos grãos próximos à linha de fusão.

Figura 6 – Macrografia da seção transversal das soldas realizadas em AISI 304 comcorrente de (a) 100 A sem ultrassom, (b) 100 A com ultrassom, (c) 150 A sem ultrassom e (d) 150 A com ultrassom.

Fonte: Sun et al.[20].

Outros experimentos realizados por Wen [24] e Dong et al. [25] consistiam na soldagem de juntas sobrepostas, formadas por alumínio-magnésio com aço galvanizado e alumínio-alumínio-magnésio com aço inoxidável (Figura 07). Esses autores concluíram que a excitação ultrassônica possibilita a união dessas juntas dissimilares e na união com aço galvanizado obtiveram um significativo refino do grão na microestrutura da solda, bem como a redução de compostos intermetálicos de Fe-Al, o que produziu aumento da resistência à tração da junta soldada da ordem de 26%.

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Figura 7 - Diagrama esquemático do sistema de vibração ultrassônica empregado por Dong et al .

Fonte: Adaptado de Dong et al [25].

Watanabe et al. [26] aplicaram vibração ultrassônica na direção longitudinal ao deslocamento da tocha (Figura 08), na soldagem TIG autógena de um aço inoxidável austenítico SUS 310S e obtiveram um aumento na resistência à tração com diferentes velocidades de soldagem. Observaram uma redução na largura dos grãos colunares dendríticos, além da formação de subgrãos alinhados na direção de crescimento. Segundo esses autores, o efeito foi potencializado com o aumento da amplitude de vibração ultrassônica.

Figura 8 - Diagrama esquemático do sistema de vibração ultrassônica empregado por Watanabe et al.

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Cui et al. [27, 28], com o objetivo de refinar a microestrutura do metal de solda e evitar a formação de zonas parcialmente diluídas (ZPDs), utilizaram transdutores do tipo mecânico e introduziram ultrassom na soldagem com eletrodo revestido. Usaram um método semelhante ao empregado por Wen e Dong [24, 25].

Cui et al. [28], ao soldar aço inoxidável AISI304 utilizando como metal de adição 316L, observaram que a fração volumétrica da microestrutura colunar dendrítica na soldagem diminuiu com o aumento da potência da vibração ultrassônica. Ao aumentar de 0 à 90% a potência de vibração ultrassônica, verificaram um significativo decréscimo na microestrutura colunar dendrítica que foi em torno de 85%, dando origem a uma microestrutura predominantemente equiaxial dendrítica fina (Figura 09). Esses autores afirmam que o aumento local das temperaturas, regiões de pressão e a intensa agitação do metal fundido, são as causas do refino do grão e influem fortemente no processo de solidificação.

Figura 9 – Fração da microestrutura colunar dendrítica no metal de solda em função da vibração ultrassônica.

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Todas as formas mencionadas anteriormente de introdução de vibração ultrassônicas se dão através da utilização de transdutores mecânicos, o que limita sua utilização em função de não suportarem as elevadas temperaturas existentes na região próxima ao arco. Além do que, as suas dimensões e peso elevados dificultam o deslocamento junto com a tocha de soldagem, ou então, restringem as dimensões da peça de trabalho [31-32].

Considerando as dificuldades relatadas, Wu et al. [33] propuseram, no final da década de 1990, o método chamado de arco com excitação ultrassônica da corrente, no qual o arco voltaico, além de ser a fonte de calor, atua como mecanismo de transmissão de ultrassom para produzir energia na poça fundida [32]. Esta condição é possível em virtude do arco apresentar boas características de resposta dinâmica e não apresentar restrições dentro do campo de espectro ultrassônico [19, 32, 7].

No método proposto por Wu et al. [33] para a excitação ultrassônica do arco, é utilizada uma fonte de corrente de soldagem convencional, com corrente contínua constante como fonte principal. A corrente pulsada com frequência acima de 20kHz, que é a corrente de pulsação ultrassônica, é proveniente de outra fonte de energia auxiliar que faz o chaveamento da corrente em altíssimas frequências. A modulação da corrente em frequência ultrassônica é conseguida ligando-se em paralelo os cabos de corrente das duas fontes de soldagem (Figura 10).

Os resultados experimentais obtidos a partir da introdução do ultrassom na soldagem a arco por meio da oscilação de corrente mostram que a pressão sonora oriunda do arco aumenta linearmente com a corrente de excitação ultrassônica [19]. Constatou-se também que o campo ultrassônico aumentou a vibração das partículas no plasma, o que fez aumentar a velocidade instantânea e a condutividade térmica dessas partículas, bem como contribuiu na constrição do arco.

(35)

Figura 10 – Diagrama esquemático do método com excitação ultrassônica pela modulação da corrente de soldagem.

Fonte: Adaptado de Lei et al.[34].

Zhou et al. [37] afirmam que com o aumento da excitação ultrassônica a largura do cordão de solda diminui. Qi et al. [38] também comprovaram o que foi constatado por Zhou et al quando efetuaram uma soldagem em aço inoxidável 0Cr18Ni9Ti. Com o aumento da frequência da pulsação ultrassônica, ocorre uma diminuição da largura e aumento da penetração da solda. Também na literatura há vários trabalhos relatando uma microestrutura com grãos refinados, redução da suscetibilidade à trincas e melhora nas propriedades do metal de solda, tais como dureza, resistência mecânica e resistência à fadiga [39, 40, 41, 32].

A literatura apresenta vários trabalhos que descrevem como resultado da utilização da pulsação ultrassônica, um considerável refino dos grãos na zona fundida e uma tendência à formação de grãos equiaxiais [42, 44, 37].

Zhang et al. [45], em seus trabalhos, relatam o efeito do refino do grão conseguido com certas frequências de excitação ultrassônica, a saber 30, 50 e 80kHz, e atribuem este efeito à necessidade de que haja ressonância entre a excitação externa e a poça fundida.

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Lei et al. [43], ao soldar pelo processo plasma a liga SiCp/6061Al, utilizando como metal de adição a liga Ti-6061Al, observaram que as partículas de TiC e TiN, foram refinadas significativamente e, ao mesmo tempo, sua distribuição foi uniforme.

Chen et al. [46] adotaram em seus experimentos a frequência de 50 kHz e os resultados obtidos mostraram que o ultrassom produziu uma distribuição fina e uniforme de carboneto M23C6 e uma redução do tamanho das ripas de martensita [47].

Outro aspecto importante relatado na literatura é a influência significativa da vibração ultrassônica sobre a zona parcialmente fundida (ZPF) e a ZAC.

Zhang et al. [32] e He et al. [48] afirmam que ocorre um aumento na condutividade térmica da ZAC, o que produz um aumento da taxa de resfriamento da ZF e a diminuição do tempo durante o qual a mesma permanece acima da temperatura Ac3, o que promove a redução do tamanho dos grãos da ZPF.

Zhang et al. [35] relatam que houve refino na microestrutura de grãos grosseiros da ZPF em soldas obtidas pelo processo arco submerso. Zhang et al. [32] relatam ainda a quebra nos filmes de óxidos presentes na interface sólido/líquido por conta da vibração ultrassônica. Esse efeito ocorre devido ao fluxo turbulento do líquido junto à interface e que promove o desprendimento dos grãos parcialmente fundidos que ficam na interface sólido /líquido

Como regra básica já consolidada, a ZAC deve ser a mais estreita possível. Entretanto, de acordo com os resultados obtidos por Zhang et

al. [32], o tamanho da ZAC cresce com a excitação ultrassônica (Figura

11). Segundo os autores mencionados, esse efeito ocorre em função da expansão e contração periódica da matriz metálica devido à propagação do ultrassom. Desta forma, o volume de uma determinada região da matriz decresce durante a compressão, acarretando um aumento da temperatura local. E o efeito contrário ocorre na fase de expansão. Assim, o aumento do diferencial de temperatura entre as áreas de compressão e expansão provoca o aumento da taxa de transferência de calor na matriz, que é responsável pelo aumento do tamanho da ZAC.

(37)

Zhang et al. [32], ao analisarem a microestrutura da ZAC, observaram uma estrutura de grãos mais finos, com tamanho do grão cerca de 50% menor e com melhores propriedades mecânicas do que as obtidas sem ultrassom.

Figura 11 – Influencia da frequência de pulsação ultrassônica no tamanho da zona termicamente afetada.

Fonte: Zhan et al.[32].

Wu et al. [36] afirmam que a resistência ao impacto da ZAC de um aço 09MnNiDR, melhorou em cerca de 50% com a utilização de soldagem ultrassônica em 50kHz.

Mais recentemente Cunha [1], em sua tese de doutorado, apresentou o desenvolvimento de uma fonte de soldagem que utiliza o próprio arco como um mecanismo de emissão de energia ultrassônica usando frequências de pulsação entre 20 e 80 kHz por meio da modulação com corrente principal de soldagem, o que possibilitou realizar a excitação ultrassônica com outros processos de soldagem a arco, como eletrodo revestido, arco submerso, etc.

(38)

Na literatura científica são descritos vários métodos de utilização de energia ultrassônica. Há aqueles tradicionais, que fazem uso de transdutores mecânicos. Porém, nos casos onde se utiliza o próprio arco como fonte de transferência da pulsação e, consequentemente, da energia ultrassônica, os efeitos foram evidentes no que se refere às características dimensionais da solda e os seus aspectos metalúrgicos, sendo os mais marcantes: o refino do grão e a mudança na microestrutura da solda, além da maior capacidade de homogeneização e o maior refino e dispersão de partículas de segunda fase. Também houve melhorias nas características da ZAC e da ZPF.

Quanto aos aspectos dimensionais da zona fundida, Cunha [1] não observou uma correlação entre os valores de largura e penetração em relação à frequência de pulsação. Entretanto, ficou evidente que, independente da frequência de pulsação, a largura e penetração do cordão tiveram valores maiores com a excitação ultrassônica (se comparado com os resultados obtidos através do processo TIG convencional com corrente constante), ao utilizar formas de onda senoidal e retangular. Já para forma de onda triangular, constatou-se que, de modo geral, embora a penetração aumentasse do mesmo modo que para as outras formas de onda, a largura diminuiu em quase todos os casos (Figura 12).

(39)

Figura 12 – (a) Largura e (b) penetração dos cordões de solda em função da frequência de pulsação da corrente de excitação ultrassônica com amplitude de 50 A e formas de onda senoidal, triangular e retangular.

Fonte: Cunha [1].

Quanto aos aspectos microestruturais e mecânicos das soldas, Cunha [1] relata que nas amostras de aço ABNT 1020, soldadas com excitação ultrassônica, a ZF tendeu a apresentar uma maior dureza em comparação com a das soldas realizadas com corrente constante, o que parece estar relacionado com a maior formação de pequenas quantidades de martensita e bainita, decorrente de uma maior velocidade de resfriamento. Relata também que na análise das macrografias (Figura 13), enquanto na amostra soldada com corrente constante ficou nítida a zona de transição entre a ZAC e a ZF (a região é clara, com maior fração volumétrica de ferrita), nas amostras soldadas com pulsação ultrassônica não era possível distinguir facilmente essa zona. Por outro lado, ao realizar perfis de dureza na direção transversal à linha de fusão, entre a ZAC e ZF, não se observaram variações

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significativas de dureza nas amostras soldadas com pulsação ultrassônica, diferente do observado nas amostras com corrente constante, em que as variações eram substanciais.

Figura 13 – Macrografias dos cordões de solda obtidos em (a) corrente constante. Com corrente de excitação ultrassônica de 50 A/20 kHz e forma de onda (b) senoidal, (c) triangular e (d) retangular. Ampliação de 50X.

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3 METODOLOGIA

Para atingir os objetivos propostos, realizou-se um mapeamento da influência de algumas das principais variáveis do processo a saber: frequência de pulsação, forma de onda e energia de soldagem, sobre as características dimensionais e metalúrgicas de soldas obtidas pelo processo TIG com pulsação ultrassônica.

As soldas foram realizadas em forma autógena, isto é, sem adição de material, mediante o aquecimento de chapa plana com arco TIG. Os ensaios foram feitos sem adição de material, para evitar introduzir uma variável que causasse perturbação ao sistema em estudo, haja vista que o arame de adição iria absorver calor e, além disso, ingressa ao arco em forma não colinear com o eixo deste. Assim sendo, conforme a posição, ângulo e velocidade com que o arame fosse introduzido, os efeitos sobre as variáveis de resposta a serem observadas (dimensões, microestrutura, dureza) poderiam se tornar muito aleatórios.

Na continuação, serão descritos a bancada de ensaios, o material de base, as condições de soldagem (fixas e variáveis) e, por último, os ensaios, medições e análises realizadas.

3.1 BANCADA DE ENSAIOS

Para aplicação da técnica TIG com pulsação ultrassônica e realização dos ensaios, foram utilizadas:

Uma bancada para ensaios de soldagem composta por:

- Uma fonte de energia de soldagem principal, marca IMC modelo DIGITEC 450. Trata-se de uma fonte multiprocesso, do tipo transistorizada, com alta velocidade de resposta tal como a necessária para aplicar o processo MIG com corrente pulsada.

- Uma fonte auxiliar, para gerar corrente pulsada em frequências ultrassônicas (Figura 15). A fonte foi projetada e construída por Cunha [1], dentro do seu trabalho de doutorado [1]. Permite obter correntes pulsadas com três formas de onda (senoidal, triangular e quadrada), com frequências entre 20 kHz e 80 kHz e amplitude máxima de 100 A.

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- Um sistema de deslocamento linear da tocha utilizado para operações de soldagem, Tartílope V1, acionada por servomotor, que permite um controle preciso da velocidade e da posição de soldagem.

- Uma tocha de soldagem TIG comercial, que foi modificada com a finalidade de reduzir os efeitos indutivos do circuito de soldagem, permitindo a obtenção de uma corrente pulsada ultrassônica, sem a notória distorção da onda.

- Uma unidade de refrigeração destinada a refrigerar a unidade de potência transistorizada da fonte de soldagem.

Para possibilitar a aquisição dos sinais de soldagem com taxa de leitura suficientemente rápida foi utilizado um osciloscópio e um sensor de corrente do tipo Hall, conforme mostra a Figura 14 [1].

Figura14: Sistema de aquisição de dados desenvolvido por Cunha [1]

Fonte: Cunha [1]

O osciloscópio empregado foi o modelo TDS2002C digital, da marca Tektronix, equipado com dois canais de leitura, cada qual com uma taxa de amostragem de 1,0 GS/s. O sensor de efeito Hall utilizado é o CYHCS-B3C-200A da fabricante Technologies GmbH & Co KG. Segundo Cunha [1], o sensor permite a medição de correntes eficazes de até 200 A, com um tempo de resposta menor que 1,0 µs e uma precisão de ±0,5%.

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Um multímetro, na função voltímetro, foi ligado entre a alimentação positiva da mesa e a negativa no eletrodo para monitorar a tensão do arco.

Figura15: Bancada de soldagem, Fonte de soldagem ultrassônica, Tocha TIG,Tartílope, IHM, Multímetro e Unidade de refrigeração.

Fonte: O autor

3.2 METAL DE BASE

Foi utilizado aço ABNT 1045 para que em função das taxas de resfriamento obtidas nos experimentos, houvesse significativas diferenças nos valores de dureza obtidos na solda.

O aço ABNT 1045 foi adquirido em forma de chapa, com espessura de 6,35 mm. Na tabela 01 é apresentada a composição química, obtida com a média de seis análises realizadas em espectrômetro de emissão óptica marca Metek, modelo Spectromax.

Gabarito

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A espessura escolhida foi em razão de poder conseguir taxas de resfriamento que resultassem em variações da dureza da solda, considerando os níveis de potência do arco e energia de soldagem passíveis de conseguir na bancada anteriormente descrita.

Tabela 01: Composição química dos corpos de prova.

As amostras foram cortadas nos tamanhos de 200mm x 100mm e preparadas com a limpeza das superfícies através de lixamento com lixadeira manual, sendo removida totalmente a carepa de laminação afim de que não houvesse influência da mesma na estabilidade no arco, na tensão superficial do metal fundido e, nos resultados do processo.

Foram posicionadas de tal forma a se efetuar dois cordões paralelos com comprimento de 70 mm e distância de 100 mm de centro a centro conforme mostrado na Figura 16. Tal afastamento foi previsto para evitar que a microestrura da primeira solda efetuada fosse alterada devido ao reaquecimento surgido ao realizar o segundo cordão.

Figura 16: Posição dos cordões de solda nas amostras.

Fonte: O autor

% C % Si % Mn % P % S

AMOSTRA 1 0,450 0,202 0,734 0,0226 0,0149 AMOSTRA 2 0,470 0,204 0,731 0,0230 0,0154

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Sobre a mesa onde os ensaios foram realizados, foi demarcado um local para posicionamento das amostras, servindo de gabarito afim de que todas tivessem os cordões de solda na mesma posição, mantendo o mesmo padrão (Figura 15). Foram apoiados sobre duas cantoneiras de perfil “L”, de tal maneira que ficassem distantes 15 mm da mesa. Assim, entre as amostras e a mesa ficou uma camada de ar, de modo a evitar transferência de calor para a mesa metálica em forma não controlada.

3.3 PARÂMETROS DE SOLDAGEM 3.3.1 Variáveis e Parâmetros Fixos

Para os experimentos foi utilizado eletrodo de tungstênio com 2% de tório, diâmetro de 2,4mm, ângulo de afiação de 60º com ponta não truncada. A distância do eletrodo à peça (Dep) foi de 3mm. Na tocha foi instalado o bocal de número 7. Foi utilizado argônio como gás de proteção com vazão de 12 l/min. A corrente média foi de 110A e a corrente de pulsação ultrassônica foi de 40A. A corrente média de soldagem de 110A foi adotada considerando a capacidade da fonte, a espessura das amostras e os níveis de energia utilizados nos experimentos.

As soldagens foram realizadas com cinco níveis de energia, que foram conseguidos através da variação da velocidade de soldagem. Na tabela 02 são apresentados os valores de tensão do arco, velocidade de soldagem e os valores de energia calculados utilizando a seguinte equação:

E = 0,06 U.I/Vs

Tabela 02: Tensão do arco, velocidade de soldagem e energia

I U Vs E.fornecida (A) (V) cm/min kJ/cm 110 11,5 5,0 11,39 110 11,5 6,0 9,49 110 11,5 7,2 7,91 110 11,5 8,4 6,78 110 11,5 10,0 5,70

(46)

Tabela 03- Condições para as soldagens TIG pelo método tradicional sem pulsação

Para cada energia de soldagem foram usadas as frequências de oscilação de 20, 30, 50 e 70kHz, e três formas de onda em cada frequência: senoidal, triangular e quadrada (Tabela 04). Para a seleção das frequências mencionadas, teve-se o cuidado de que cada uma das frequências não fosse harmônico de alguma outra, ou seja, os valores de frequência não são múltiplos.

Tabela 04- Parâmetros de soldagens TIG com pulsação ultrassônica Frequência de pulsação (Hz) Energia de soldagem (kJ/cm) Espessura da chapa (mm) Forma de onda 20 30 50 70 5,70 6,78 7,91 9,49 11,39 6,35 Triangular Retangular Senoidal

Assim, foram realizados 65 cordões de solda: 5 com corrente constante e 60 com pulsação ultrassônica (constituindo estes últimos um experimento fatorial completo). A codificação dos CPs é a seguinte: Exx-CC onde xx é o valor de energia (em kJ/cm) e Exx-CC significa que a soldagem foi com corrente constante; Exx-FyyL onde yy é a frequência

Energia de soldagem (kJ/cm) Quantidade de amostras 5,70 6,78 7,91 9,49 11,39 3

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de pulsação ultrassônica (em kHz) e L é uma letra que pode ser: T para onda triangular, S para onda senoidal e Q para onda quadrada. 3.4 OBTENÇÃO E PREPARAÇÃO DOS CORPOS DE PROVA

A partir da definição das condições e parâmetros de soldagem, foram realizados 65 cordões de solda, de onde foram obtidos corpos de prova (CPs) para ensaios de macro e micrografia, bem como o perfil de dureza em quatro posições, para posterior tabulação e análise dos resultados.

Os CPs foram obtidos com dimensões de 30 x 20mm e em uma posição, considerando o comprimento do cordão que garantisse uma região onde a solda estivesse em pleno regime conforme Figura 17.

Figura 17: Posição de retirada dos corpos de prova nas amostras.

Fonte: O autor

O corte dos CPs a partir das amostras, foi realizado mediante eletrorosão a fio, para evitar que o calor gerado ao utilizar outros processos de corte (como disco abrasivo sem refrigeração), fosse alterar a microestrutura da solda

A opção pela a eletroerosão a fio, foi para reduzir ao máximo a influência de fatores que pudessem alterar os resultados e também facilitar o processo de lixamento e polimento.

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Na sequência, após o corte, os CPs foram preparados para as análises macro e micrográficas e para tal, passaram pelo processo de lixamento e polimento, obedecendo a norma ASTM E 3. A etapa de lixamento foi executada em politriz da marca STRUERS AP, modelo DP-9A, iniciando com lixa de granulometria 150, observando os cuidados citados na norma. Na sequência passando pelas lixas 220, 320, 400, 600, 800, 1000 e finalizando com lixa 1500.

Finalizada a etapa de lixamento, os CPs foram atacados com Nital 2% para revelar as regiões que constituem a solda, a saber: zona fundida (ZF) e zona afetada pelo calor (ZAC). Em imagens obtidas utilizando uma câmera digital da marca ZEISS modelo AxionCam ERc5s, conectada a um estereoscópio da marca ZEISS, modelo Stemi 2000-C, foi possível obter as imagens a partir das quais foram medidas as dimensões da ZF e da ZAC.

Para a análise micrográfica, os CPs, após a operação de lixamento, foram polidos em politriz da marca STRUERS, modelo AP 2. Foi utilizado par a polimento solução de diamante com granulometria de dimensão média de 1µm. Na sequência foi medida a dureza pelo método Vickers, utilizando um microdurômetro da marca FUTURE-TECH, modelo FM-800.

Finalizada a etapa de obtenção e preparação dos CPs, passou-se para aquisição dos dados dos experimentos que serão objeto de análise no capítulo a seguir.

Os resultados para análise dos aspectos dimensionais da zona fundida (ZF) foram obtidos de cinco formas diferentes como segue: valores das dimensões da largura e da penetração da ZF, a média das duas dimensões considerando as formas de onda, e a média também das duas dimensões, considerando as frequências de 20, 30, 50 e 70 kHz.

Para a análise da dureza e, ajudar na identificação microestrutural ao mesmo tempo, caracterizar as soldas quanto às variações nas propriedades mecânicas na ZAC e ZF dos CPs, foram realizados ensaios de microdureza Vickers com carga de 1 kg.

No ensaio de microdureza, inicialmente foi traçado o perfil ao longo de uma linha paralela à superfície da amostra a uma distância de

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0,3 mm desta, começando na ZF, indo em direção ao metal de base, com espaçamento de 0,25 mm entre as impressões, conforme mostra a Figura 18.

Figura 18: local das impressões para perfil de microdureza à 03mm da superfície.

Fonte: O autor

Optou-se também por metodologia específica para medição das durezas da ZAC GG e da ZF, em separado, conforme descrito a seguir.

Para obter o valor de dureza da ZAC-GG, que é o maior valor de dureza esperado na ZAC, a condição ideal seria que o perfil de dureza acompanhasse a curvatura da ZAG GG, de modo a garantir que todas as impressões ocorressem dentro da mesma. Entretanto, mesmo nos casos em que a ZAC-GG pode ser distinguida nitidamente quando observada ao microcópio ótico, devido a qualidade e contraste da imagem no durômetro não permitir distinguir com clareza os contornos

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da ZAC-GG, optou-se por realizar sete impressões de dureza, localizadas assim: a impressão central posicionada na metade da largura da ZAC-GG, na região da raiz da solda. Mais três impressões a ambos os lados, ao longo de uma linha reta paralela à superfície. O posicionamento da amostra foi realizado utilizando uma mesa micrométrica X-Y acoplada na mesa do durômetro. Na Figura 19, que ilustra o método de medição descrito, observa-se que pelo menos cinco impressões, das sete realizadas, encontram-se dentro da ZAC GG. Desta forma para o cálculo e análise dos resultados, foi considerado a média das três maiores durezas encontradas, valor que está mais próximo da real dureza máxima da ZAC-GG.

Figura 19: Posição do perfil de dureza da ZAC GG.

Fonte: O autor

Foi utilizada para o ensaio de microdureza na ZAC GG, a carga de 1kg com espaçamento de 0,30 mm entre as impressões. A definição da carga, utilizada se deu considerando o número de impressões realizadas. Desta forma, a impressão, se sucedeu tomando uma área maior no local do ensaio, abrangendo uma região com mais de uma microestrutura, garantindo resultados mais confiáveis.

ZAC GG LF

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Quanto à medição de dureza da ZF, foi realizada da seguinte forma (veja a Figura 20). Na linha central do cordão, junto à região da raiz, foram realizadas três impressões com espaçamento entre si de 0,3 mm. Em linhas paralelas à anterior, a 0,3 mm desta, foram realizados perfis a cada lado da linha central.

Figura 20: Local das impressões para análise da dureza da ZF.

Fonte: O autor

4. RESULTADOS E DISCUSSÕES

4.1 ANÁLISE DAS DIMENSÕES DA ZONA FUNDIDA E DA ZONA AFETADA PELO CALOR

Conforme análise, as dimensões de penetração e largura da ZF variaram em torno dos valores das soldas realizadas com TIG convencional. Porém, em algumas energias, foi possível observar crescimento tanto da penetração como da largura da ZF com aumento da frequência de pulsação.

Imagem apenas de referência de localização das impressões

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Não se observou correlação entre as duas dimensões no que se refere ao crescimento ou redução de uma em relação à outra. O observado foram diferenças pouco significativas nas dimensões de profundidade e largura das soldas realizadas com pulsação ultrassônica se comparado com às realizadas com TIG convencional.

A largura da ZF na energia de 11,39 kJ.cm-1_{, comparativamente às} soldas realizadas com TIG convencional, considerando os valores diretamente, pode-se observar que na onda quadrada ocorreu um aumento da largura com o aumento da frequência de pulsação. Na onda triangular, o comportamento foi o contrário, apresentando redução da dimensão referida com aumento da frequência de pulsação. Já na onda senoidal, o aumento da frequência provocou alteração menos significativas desta dimensão, conforme se observa na Figura 21.

Figura 21: Largura da ZF - Energia de 11,39 kJ.cm-1

Fonte: O autor 4,800 5,000 5,200 5,400 5,600 5,800 6,000 2 0 3 0 5 0 7 0 Larg u ra d a ZF ( mm) Frequência (kHz)

E N E R G I A D E 11 , 3 9 k J . c m

- 1 TIG CC SENOIDAL TRIANGULAR QUADRADA

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Na energia de 9,49 kJ.cm-1_{, o comportamento apresentado na} dimensão da largura da ZF foi de redução com o aumento da frequência de pulsação na onda quadrada. Inversamente ao comportamento na onda triangular. Na onda senoidal, o comportamento foi aleatório, Figura 22.

Fonte: O autor

Na energia de 7,91 kJ.cm-1_{, na forma de onda quadrada, apesar dos} valores de largura da ZF se apresentarem menores que na TIG convencional, a dimensão da largura apontou para um crescimento com o aumento da frequência de pulsação, o que também foi observado na forma de onda triangular (Figura 23).

4,400 4,600 4,800 5,000 5,200 5,400 5,600 5,800 6,000 2 0 3 0 5 0 7 0 Larg u ra d a ZF ( mm) Frequência (kHz)

E N E R G I A D E 9 , 4 9 k J . c m

(54)

Fonte: O autor

Os resultados referentes a energia de 6,78 kJ.cm-1_{apontam uma} redução discreta nas dimensões da largura da ZF nas frequências de pulsação de 30 e 50 kHz se comparadas com as dimensões nas frequências de pulsação de 20 e 70 kHz. Todos os valores foram maiores que na solda com TIG convencional. Na onda triangular, nesta mesma energia, a largura da ZF teve um comportamento similar ao da onda quadrada. Porém na frequência de 70 kHz, o aumento foi mais expressivo, representando 20,66% em relação à dimensão da largura da ZF na TIG convencional. Na onda senoidal, o comportamento da largura da ZF quase não variou. Observe a Figura 24.

4,300 4,400 4,500 4,600 4,700 4,800 4,900 5,000 5,100 5,200 2 0 3 0 5 0 7 0 L a rg u ra d a Z F (m m ) Frequência (kHz)

E N E R G I A D E 7 , 9 1 k J . c m

(55)

Fonte: O autor

Na energia de 5,70 kHz, a dimensão da largura da ZF apresentou um discreto crescimento nas frequências de pulsação de 30 e 50 kHz em comparação às frequências de 20 e 70 kHz, tanto para a forma de onda triangular como para forma de onda quadrada. A dimensão da largura, em todos os experimentos realizados com pulsação ultrassônica nesta energia, apresentou crescimento comparativamente à solda realizada com TIG convencional. Na forma de onda senoidal, o crescimento foi mais perceptível principalmente na frequência de 50 kHz que foi da ordem de 16, 24% (Figura 25). 0,000 1,000 2,000 3,000 4,000 5,000 6,000 2 0 3 0 5 0 7 0 L a rg u ra (m m ) Frequência (kHz)

E N E R G I A D E 6 , 7 8 k J . c m

(56)

Fonte: O autor

Os resultados encontrados neste trabalho, divergem do que é citado na literatura. Zhou et al. [37] afirmam que com o aumento da frequência de pulsação ultrassônica a largura do cordão de solda diminui. Qi et al. [38] também comprovaram o que foi constatado por Zhou et al, quando efetuaram uma soldagem em aço inoxidável Cr18Ni9Ti com o aumento da frequência de pulsação ultrassônica, ocorre uma diminuição da largura e aumento da penetração da solda, fato não observado nos experimentos realizados para este trabalho.

No que se refere à penetração da ZF, na energia de 11,39 kJ.cm-1, na forma de onda quadrada, foi constado aumento de 16,74% em relação a solda TIG convencional, apenas na frequência de 30 kHz. Nas demais frequências houve redução na penetração, com a maior redução de 20,33 % na frequência de 50 kHz. Na forma de onda triangular foi observado um comportamento mais linear de crescimento na dimensão da penetração da ZF. Contudo, apesar dos valores mostrarem um comportamento linear de crescimento, apenas nas frequências de 50 e 70 kHz a dimensão ficou maior que na solda realizada por TIG convencional (Figura 26). 3,800 4,000 4,200 4,400 4,600 4,800 5,000 5,200 2 0 3 0 5 0 7 0 L a rg u ra d a Z F (m m ) Frequência (kHz)

E N E R G I A D E 5 , 7 0 k J . c m

(57)

Figura 26: Penetração da ZF - Energia de 11,39 kJ.cm-1

Fonte: O autor

Com as energias de 9,49 kJ.cm-1_{e 7,91 kJ.cm}-1_{na forma de onda} quadrada, a dimensão da penetração da ZF apresentou um comportamento mais linear de crescimento, e a maior dimensão ocorreu na frequência de 70 kHz na energia de 9,49 kJ.cm-1_{. A dimensão da penetração, nesta} forma de onda, foi maior em todos os experimentos soldados com pulsação ultrassônica do que na solda com TIG convencional, o que corrobora o expresso na literatura, embora em percentuais muito menores do que os encontrados por Fan et al. e Sun et al. [22]. Nas formas de onda senoidal e triangular, nestas duas energias, o comportamento na penetração foi aleatório (Figuras 27 e 28).

1,500 2,000 2,500 3,000 3,500 2 0 3 0 5 0 7 0 Pe n e tra ç ã o (m m ) Frequência (kHz)

ENERGIA DE 11,39 kJ.cm

-1 TIG CC SENOIDAL TRIANGULAR QUADRADA

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Fonte: O autor

Fonte: O autor 1,500 2,000 2,500 3,000 2 0 3 0 5 0 7 0 Pe n e tra ç ã o (m m ) Frequência (kHz)

ENERGIA DE 9,49 kJ.cm

-1 TIG CC SENOIDAL TRIANGULAR QUADRADA 1,500 1,700 1,900 2,100 2,300 2,500 2,700 2 0 3 0 5 0 7 0 Pe n e tra ç ã o (m m ) Frequência (kHz)

ENERGIA DE 7,91 kJ.cm

-1 TIG CC SENOIDAL TRIANGULAR QUADRADA

(59)

A maior dimensão da penetração da ZF encontrada foi da ordem de 20,87 % em relação à solda com TIG convencional, na frequência de 70 kHz, com energia de 9,49 kJ.cm-1_{, conforme Figura 27. Nas energias} de 6,78 kJ.cm-1_{e 5,70 kJ.cm}-1_{, o comportamento da dimensão da} penetração da ZF se mostrou aleatório para todas as frequências.

Porém na energia de 6,78 kJ.cm-1_{, apenas na frequência de 30 kHz,} na forma de onda quadrada, o valor da dimensão da penetração da ZF, ficou maior que na TIG convencional (Figura 29).

Fonte: O autor 1,50 1,60 1,70 1,80 1,90 2,00 2,10 2,20 2,30 2,40 2 0 3 0 5 0 7 0 Pe n e tra ç ã o (m m ) Frequência (kHz

E N E R G I A D E 6 , 7 8 k J . c m

(60)

Fonte: O autor

Na energia de 5,70 kJ.cm-1_{houve redução na penetração de forma} mais linear, na onda triangular (Figura 30). Se observa um comportamento aleatório quando são analisadas as médias dos valores das dimensões da largura e penetração, obtidos a partir das soldas realizadas com pulsação ultrassônica, considerando as formas de onda e as frequências, e em todas as energias usadas nos experimentos.

As Figuras 30A, 30B e 30C mostram o comportamento da penetração da solda com aumento da energia de soldagem nas frequências de 20, 30, 50 e 70 kHz em comparação às soldas com TIG convencional. Se observa que o crescimento na penetração é progressivo dentro de um padrão muito parecido com as soldas com TIG convencional. Na frequência de 30 kHz na energia de 11,39 kJ.cm-1_{, forma de onda} quadrada ( Figura 30C ) ocorre um pequeno crescimento, já mencionado anteriormente que foi de 16,74%.

Ainda na Figura 30C, na energia de 11,39 kJ.cm-1_{, na frequência} de 50 kHz, nesta metodologia de tabulação e análise dos dados, observa-se redução na penetração, também já mencionado anteriormente.

1,50 1,70 1,90 2,10 2,30 2 0 3 0 5 0 7 0 Pe n e tra ç ã o (m m ) Frequência (kHz)

E N E R G I A D E 5 , 7 0 k J . c m

(61)

Figura 30A: Penetração da ZF – Onda Senoidal

Fonte: O autor

Figura 30B: Penetração da ZF – Onda Triangular

Fonte: O autor 0,000 1,000 2,000 3,000 4,000 5,000 6,000 7,000 8,000 5 , 7 6 , 7 8 7 , 9 1 9 , 4 9 1 1 , 3 9 P en etraç ão ( m m ) Energia ( kJ.cm-1₎ P E N E T R A Ç Ã O - O N D A S E N O I D A L TIG CC 20 kHz 30 kHz 50 kHz 70 kHz 0,000 1,000 2,000 3,000 4,000 5,000 6,000 7,000 8,000 5 , 7 6 , 7 8 7 , 9 1 9 , 4 9 1 1 , 3 9 P en etraç ão ( m m ) Energia ( kJ.cm-1₎ P E N E T R A Ç Ã O - O N D A T R I A N G U L A R TIG CC 20 kHz 30 kHz 50 kHz 70 kHz

(62)

Figura 30C: Penetração da ZF – Onda Quadrada

Fonte: O autor

Figura 31: Penetração da ZF considerando a média nas formas de onda.

Fonte: O autor 0,000 2,000 4,000 6,000 8,000 5 , 7 6 , 7 8 7 , 9 1 9 , 4 9 1 1 , 3 9 Penetr aç ão ( m m ) Energia ( kJ.cm-1₎ P E N E T R A Ç Ã O - O N D A Q U A D R A D A TIG CC 20 kHz 30 kHz 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 3,00 E 1 1, 39 K j TI G CC TRIA NGULA R QUA D R A D A E 9 ,49 K j TI G CC TR IA N G ULA R QUA D R A D A E 7 ,91 k J TI G CC TRIA NGULA R QUA D R A D A E 6 ,78 k J TI G CC TRIA NGULA R Q UA D R AD A E 5 ,70 k J TI G CC TRIA NGULA R QUA D R A D A Pen etr aç ão ( mm)

Energia / Forma de Onda MÉDIA NAS FORMAS DE ONDA

(63)

Figura 32: Penetração da ZF considerando a média na frequência

Fonte: O autor

Na Figura 31 a penetração da ZF só não é maior na forma de onda quadrada quando comparada com a forma de onda triangular na energia de 11,39 kJ.cm-1_{. Mas, quando comparada à solda com TIG convencional,} o comportamento da dimensão é aleatório, como já demostrado nas análises anteriores.

Na Figura 32 a penetração da ZF se apresenta maior na frequência de 70 kHz quando comparada com as soldas com TIG convencional. Esse comportamento se repetiu também nas frequências de 30 e 50 kHz. A frequência de 20 kHz, não apresentou o mesmo comportamento, sendo maior apenas nas energias de 9,49 kJ.cm-1_{, 7,91 kJ.cm}-1_{e 5,70 kJ.cm}-1.

A dimensão da área da ZF, observado nas figuras 33A, 33B, 34A, 34B e 35, apresentou um crescimento em quase todas as soldas realizadas com pulsação ultrassônica quando comparado com a solda TIG convencional.

Os resultados apresentam um crescimento da área da ZF na forma de onda quadrada quando comparado com a forma de onda triangular, em todas as energias. Na energia de 5,70 kJ.cm-1_{as dimensões constatadas} ficaram maiores em todas as frequências e formas de onda.

0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 3,00 3,50 11,39 kJ.cm-1 9,49 kJ.cm-1 7,91 kJ.cm-1 6,78 kJ.cm-1 5,70 kJ.cm-1 Pen etr aç ão ( mm) Energia / Frequência MÉDIA NAS FREQUÊNCIAS

(64)

O maior crescimento da área da ZF foi de 53,83 % na energia de 5,70 kJ.cm-1_{, na forma de onda quadrada, na frequência de 30 kHz,} quando comparado com as soldas realizadas com TIG convencional conforme observado na Figura 33A.

Figura 33A: Área da ZF – Energia 5,70 kJ.cm-1

Fonte: O autor

Figura 33B: Área da ZF - Energia 6,78 kJ.cm-1

Fonte: O autor 6,001 5,908 _5,223 _5,418 5,132 5,832 7,895 7,491 7,380 0,00 1,00 2,00 3,00 4,00 5,00 6,00 7,00 8,00 9,00 TIG CC 20 30 50 70 Á rea ( m m ²) Frequência (kHz) ÁREA DA ZF - ENERGIA 5,70 kJ.cm-1 TRIANGULAR QUADRADA 6,967 6,308 6,431 6,482 7,177 7,241 7,423 6,361 6,951 0,00 1,00 2,00 3,00 4,00 5,00 6,00 7,00 8,00 9,00 10,00 TIG CC 20 30 50 70 Á rea ( m m ²) Frequência (kHz) ÁREA DA ZF - ENERGIA 6,78 kJ.cm-1 TRIANGULAR QUADRADA

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Figura 34A: Área da ZF - Energia 7,91 kJ.cm-1

Fonte: O autor

Figura 34B: Área da ZF - Energia 9,49 kJ.cm-1

Fonte: O autor 6,762 7,095 7,025 7,684 7,055 _6,857 8,084 7,336 8,723 0,00 1,00 2,00 3,00 4,00 5,00 6,00 7,00 8,00 9,00 10,00 TIG CC 20 30 50 70 Á rea ( m m ²) Frequência (kHz) ÁREA DA ZF - ENERGIA DE 7,91 kJ.cm-1 TRIANGULAR QUADRADA 8,898 8,817 8,454 8,511 8,909 9,613 9,669 8,351 9,991 0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00 12,00 TIG CC 20 30 50 70 Á rea ( m m ²) Frequência (kHz) ÁREA DA ZF - ENERGIA DE 9,49 kJ.cm-1 TRIANGULAR QUADRADA