MATERIAIS - PPGEM
MARCO ANTÔNIO DEITOS FILHO
INFLUÊNCIA DAS VARIÁVEIS DO PROCESSO DE SOLDAGEM TIG
ALIMENTADO DUPLO ARAME QUENTE NA DILUIÇÃO E
MORFOLOGIA DE CORDÕES DE SOLDA DE INCONEL 625
DEPOSITADOS EM UM AÇO AISI/SAE 4130
DISSERTAÇÃO
CURITIBA 2016
INFLUÊNCIA DAS VARIÁVEIS DO PROCESSO DE SOLDAGEM TIG
ALIMENTADO DUPLO ARAME QUENTE NA DILUIÇÃO E
MORFOLOGIA DE CORDÕES DE SOLDA DE INCONEL 625
DEPOSITADOS EM UM AÇO AISI/SAE 4130
Dissertação apresentada como requisito parcial para obtenção do grau de Mestre em Engenharia, do Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais da Universidade Tecnológica Federal do Paraná.
Orientador: Prof. Dr. Ossimar Maranho.
CURITIBA 2016
Dados Internacionais de Catalogação na Publicação D325i Deitos Filho, Marco Antônio
2016 Influência das variáveis do processo de soldagem TIG alimentado duplo arame quente na diluição e morfologia de cordões de solda de Inconel 625 depositados em um aço AISI/SAE 4130 / Marco Antônio Deitos Filho.-- 2016.
148 f.: il.; 30 cm
Texto em português, com resumo em inglês.
Dissertação (Mestrado) - Universidade Tecnológica Federal do Paraná. Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais, Curitiba, 2016.
Bibliografia: f. 143-148.
1. Arco de soldagem à gás tungstênio. 2. Ligas de
níquel. 3. Ligas de aço. 4. Arame. 5. Morfologia. I.Maranho, Ossimar. II.Universidade Tecnológica Federal do Paraná -
Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais. III. Título.
CDD: Ed. 22 -- 620.1
TERMO DE APROVAÇÃO
MARCO ANTÔNIO DEITOS FILHO
INFLUÊNCIA DAS VARIÁVEIS DO PROCESSO DE SOLDAGEM TIG ALIMENTADO DUPLO ARAME QUENTE NA DILUIÇÃO E MORFOLOGIA DE
CORDÕES DE SOLDA DE INCONEL 625 DEPOSITADOS EM UM AÇO AISI/SAE 4130
Esta Dissertação foi julgada para a obtenção do título de Mestre em Engenharia, área de concentração em Engenharia de Materiais, e aprovada em sua forma final pelo Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais.
______________________________________ Prof. Paulo César Borges, Dr.
Coordenador do Programa
Banca Examinadora
_________________________________ ___________________________ Prof. Ossimar Maranho, Dr. Prof. Sérgio Luiz Henke, Dr.
UTFPR - orientador UFPR
______________________________ Prof. Eduardo Nascimento, Dr.
UTFPR
Dedico este trabalho aos meus pais Marco e Marcia, e à minha irmã Ana, sempre presentes em minha vida.
AGRADECIMENTOS
Aos meus pais Marco Antonio Deitos e Marcia Denize Deitos, e à minha irmã Ana Carolina Boiczuk Deitos pelo apoio incondicional, amor, dedicação e suporte durante o período de curso do Programa de Pós-graduação.
Ao Orientador, professor Dr. Ossimar Maranho, pelo constante incentivo, apoio e paciência, além de suas ricas contribuições.
À aluna de Iniciação Científica Ana Beltrão Santana por toda a dedicação, suporte e pró-atividade na realização das atividades experimentais.
À Aker Solutions do Brasil Ltda. pela cessão dos materiais e equipamento de soldagem utilizados.
Ao Engenheiro Dr. Augusto Bornschlegell pelo auxílio na realização das otimizações.
Ao operador de soldagem Carlos Xavier e ao coordenador de soldagem Francisco Laercio pelo suporte e colaboração prestados na deposição dos cordões de solda.
Aos professores Dr. Eduardo Nascimento e Dr. Sérgio Henke pela colaboração e sugestão de grande valia para o trabalho.
Ao Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais da UTFPR (PPGEM) por proporcionar a realização deste trabalho.
Aos amigos, demais familiares e a todos que contribuíram de alguma forma com a realização deste trabalho.
DEITOS FILHO, Marco Antônio, Influência das Variáveis do Processo de
Soldagem TIG Alimentado Duplo Arame Quente na Diluição e Morfologia de Cordões de Solda de Inconel 625 depositados em um Aço AISI/SAE 4130. 2016.
147 f. Dissertação (Mestrado em Engenharia) – Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais, Universidade Tecnológica Federal do Paraná, Curitiba.
RESUMO
Equipamentos utilizados na produção offshore de petróleo estão sujeitos a danos severos devido à exposição a compostos corrosivos presentes no fluido produzido. Por isso, materiais resistentes à corrosão, como a superliga à base de níquel UNS N06625 (Inconel® 625), são usados em áreas de passagem de fluido de produção. Entretanto, o elevado custo desta liga restringe sua utilização em todo o equipamento. Como solução para este problema são produzidos equipamentos com materiais de menor custo e revestidos com a liga mais nobre. Para esses revestimentos o processo de soldagem TIG alimentado duplo arame quente é tido como opção por produzir soldas com qualidade e produtividade. O objetivo desse trabalho foi determinar a influência da corrente média (Im), velocidade de soldagem (Vs), velocidade de alimentação (Va), corrente do material de adição (Ia) e composição do gás de proteção (Gs) sobre a diluição (D), penetração (P), largura (L) e reforço (R) dos cordões de solda depositados pelo processo de soldagem TIG alimentado duplo arame quente sobre um aço AISI/SAE 4130. Para essa análise foi utilizado um planejamento DOE (Design of Experiments) composto central com cinco fatores totalizando trinta e duas (32) condições de aplicação dos cordões. Medições de áreas e dimensões de largura, penetração e reforço foram realizadas nas seções transversais dos cordões depositados utilizando-se um estereoscópio e software de análise de imagens. Além disso, análises dos elementos químicos, nessas seções, foram realizadas utilizando-se espectrometria de energia dispersiva, para determinar o teor do elemento Fe e, por consequência, a diluição. Para a análise do comportamento das variáveis e determinação de um modelo empírico utilizou-se a metodologia de superfície de resposta (RSM – Response Surface Methodology). Verificou-se que todas as variáveis influenciaram na diluição, e com o modelo adotado foi possível obter valores de diluição mínima de 6,37%. Adicionalmente, foram determinadas penetração na faixa 0,37 a 2,16 mm, largura na faixa de 8,09 a 10,04 mm e reforço entre 1,93 a 3,16 mm.
Palavras-chave: TIG alimentado. Duplo arame quente. Inconel 625. Diluição.
DEITOS FILHO, Marco Antônio, The Influence of Twin Hot Wire Automatic GTAW
Process Variables on Dilution and Morphology of Inconel 625 Weld Beads deposited on AISI/SAE 4130 Steel. 2016. 147 s. Dissertation (Master’s Degree in
Engineering) – Post Graduate Program in Mechanical and Materials Engineering, Paraná Federal University of Technology, Curitiba.
ABSTRACT
Equipment used in offshore oil production are subject to severe damage due to exposure to corrosive compounds present in the produced fluid. Therefore, corrosion resistant materials such as nickel base super alloy UNS N06625 (Inconel® 625), are used in the production fluid passage areas. However, the high cost of this alloy limits its use in all equipment. As a solution to this problem equipment with lower cost materials, overlaid with the noblest alloy, are manufactured. For these overlays the TIG twin hot wire welding process is seen as an option for generate quality weld with productivity. So the aim of this study is to determine the influence of the average current (Im), welding speed (Vs), feed rate (Va), filler material current (Ia) and shielding gas composition (Gs) on the dilution (D), penetration (P), width (W) and reinforcement (R) of the weld beads deposited by TIG twin hot wire welding process on steel AISI / SAE 4130. For this analysis it was used a DOE (Design of Experiments) central composite five factors planning totalling thirty-two (32) deposition conditions of weld beads. Using a stereoscopic and image analysis software, measurements of areas and dimensions of width, penetration and reinforcement were made in cross sections of the deposited beads. Furthermore, analysis of the chemical elements in these sections were performed using energy dispersive spectrometry to determine the content of Fe element and hence the dilution. To analyse the behaviour of variables and determine an empirical model, the response surface methodology (RSM - Response Surface Methodology) was used. It was found that all variables influence the dilution, and for the adopted model the minimal dilution obtained was 6.37%. In addition, It was obtained penetration between 0.37 and 2.16 mm, width ranging from 8.09 to 10.04 mm and reinforcement between 1.93 to 3.16 mm.
LISTA DE FIGURAS
Figura 1 - Desenvolvimento das ligas a base de Níquel (Adaptado de HODGE, 2006). ... 18 Figura 2 - Classificação das ligas de níquel conforme composição química e mecanismo de endurecimento (Adaptado de DuPont; 2009). ... 19 Figura 3 - Esquema básico do processo de soldagem TIG (UNITOR, 2009). ... 23 Figura 4 - Equipamento para soldagem TIG duplo arame quente (Adaptado de LUCCAS, 1994). ... 24 Figura 5 - Comparativo de produtividade do processo de soldagem TIG: arame quente versus arame frio (Adaptado de LUCCAS, 1994). ... 25 Figura 6 - Equipamento utilizados na soldagem automática TIG. ... 27 Figura 7 - Detalhamento da tocha de soldagem utilizada no processo TIG duplo arame quente (Cortesia de Aker Solutions do Brasil Ltda). ... 31 Figura 8 - Representação gráfica da corrente pulsada em função da movimentação da solda. ... 33 Figura 9 - Representação da diluição de soldagem para uma solda de revestimento (Adaptado de DELGADO, 2000). ... 35 Figura 10 - Representação da secção transversal de um cordão de solda de revestimento indicando a largura, reforço e penetração do mesmo (Adaptado de DELGADO, 2000). ... 36 Figura 11 - Diluição de soldagem em função da corrente elétrica empregada na soldagem (Adaptado de Shanmugan e Murugan 2006). ... 38 Figura 12 - Diluição de soldagem em função da corrente elétrica empregada na soldagem (Adaptado de Kannan e Murugan 2006) ... 39 Figura 13 - Diluição de soldagem em função da corrente elétrica empregada na soldagem (Adaptado de Palani e Murugan 2007). ... 40 Figura 14 - Diluição de soldagem em função da corrente elétrica empregada na soldagem (Magalhães 2008). ... 41 Figura 15 - Diluição de soldagem em função da corrente elétrica empregada na soldagem (Braga, Fernandes e Silva 2007). ... 42 Figura 16 - Morfologia do cordão em função da corrente de soldagem (Adaptado de Shanmugan e Murugan 2006). ... 42 Figura 17 - Morfologia do cordão em função da corrente de soldagem (Adaptado de Kannan e Murugan 2006). ... 43 Figura 18 - Morfologia do cordão em função da corrente de soldagem (Braga, Fernandes e Silva (2007). ... 44 Figura 19 - Influência da corrente de soldagem sobre a penetração (KOSHY, 1985).
Figura 20 - Efeito da corrente de soldagem sobre a razão penetração/largura (D/W) dos cordões de solda (Adaptado de LU; FUJI e NOGI, 2005). ... 46 Figura 21 - Influência da velocidade de soldagem sobre a diluição (Adaptado de Gunaraj e Murugan 1999). ... 48 Figura 22 - Influência da velocidade de soldagem sobre a diluição (Adaptado de Shanmugan e Murugan 2006). ... 49 Figura 23 - Influência da velocidade de soldagem sobre a morfologia dos cordões (Adaptado de Shanmugan e Murugan 2006). ... 50 Figura 24 - Influência da velocidade de soldagem sobre a morfologia dos cordões (Adaptado de Gunaraj e Murugan 1999). ... 51 Figura 25 - Influência da velocidade de soldagem sobre a morfologia dos cordões (Adaptado de Gomes 2010). ... 52 Figura 26 - Efeito da composição gasosa sobre o formato dos cordões de solda (Adaptado de HENON, 2010). ... 54 Figura 27 - Influência da corrente do gás de proteção e corrente de soldagem sobre a morfologia dos cordões (Adaptado de Rodrigo e Loureiro 2005). ... 55 Figura 28 - Influência do gás de proteção sobre a morfologia dos cordões de solda (Adaptado de Burgardt 1985). ... 56 Figura 29 - Influência da velocidade de alimentação sobre a diluição (Adaptado de Lin 2013). ... 57 Figura 30 - Influência da velocidade de alimentação sobre a diluição (Adaptado de Shanmugan e Murugan 2006). ... 58 Figura 31 - Influência da velocidade de alimentação sobre a diluição (Adaptado de Gomes 2010). ... 59 Figura 32 - Influência da velocidade de alimentação sobre a morfologia dos cordões de solda Adaptado de Shanmugan e Murugan 2006). ... 60 Figura 33 - Influência da velocidade de alimentação sobre a morfologia dos cordões de solda (Adaptado de Gomes (2010). ... 61 Figura 34 - Influência da tensão do metal de adição sobre a diluição (Silva Filho 2007). ... 63 Figura 35 - Tubos de testes de material AISI 4130 80k com 300 x 285 x 38 mm. .... 64 Figura 36 - Metal de adição ER NiCrMo-3 (inconel 625) utilizado neste trabalho. .... 65 Figura 37 - Tubo de teste com manta térmica para diminuir a troca de calor com o ambiente. ... 66 Figura 38 - Distribuição dos cordões depositados ao longo do corpo de prova. ... 69 Figura 39 - Representação dos pontos de um planejamento composto central para uma variável. ... 72 Figura 40 - Representação do corte do tubo para preparação das amostras. ... 74 Figura 41 - Determinação da diluição por meio do método das áreas. ... 76
Figura 42 - Determinação da largura, penetração e reforço. ... 77 Figura 43 - Gráfico de Pareto dos Efeitos principais e efeitos de interação de segunda ordem para o modelo quadrático da diluição. ... 91 Figura 44 - Efeito da corrente média (Im) e da corrente do arame (Ia) sobre a diluição. Demais variáveis estão posicionadas no nível 0. ... 97 Figura 45 - Efeito das variáveis de soldagem sobre a diluição. ... 99 Figura 46 - Efeito da Corrente do Arame (Ia) e da Velocidade de Alimentação sobre a diluição. Demais variáveis estão posicionadas no nível 0. ... 101 Figura 47 - Efeito do Gás de Proteção (Gs) e da Velocidade de Soldagem (Vs) sobre a diluição. Demais variáveis estão posicionadas no nível 0. ... 103 Figura 48 - Efeito do gás de proteção sobre a diluição. ... 107 Figura 49 - Efeito das variáveis de soldagem sobre a penetração dos cordões de solda. ... 117 Figura 50 - Efeito da Velocidade de Alimentação (Va) e da Velocidade de Soldagem sobre o reforço. Demais variáveis estão posicionadas no nível 0. ... 129 Figura 51 - Efeito da Corrente Média (Im) e da Velocidade de Soldagem sobre a largura. Demais variáveis no nível 0. ... 138
LISTA DE TABELAS
Tabela 1 - Desenvolvimento das ligas de níquel durante o século XX (Adaptada de
DuPONT 2009). ... 17
Tabela 2 - Composição de algumas ligas de Ni-Cr, Ni-Cr-Fe e Ni-Cr-Mo, endurecidas por solução sólida (DuPont 2009). ... 20
Tabela 3 – Classificação dos eletrodos de tungstênio conforme AWS (Adaptado de AWS, 2004). ... 29
Tabela 4 - Composição química nominal do aço AISI 4130 80k utilizado no trabalho em questão. ... 64
Tabela 5 - Propriedades mecânicas nominais do aço 4130 80k utilizado no trabalho em questão. ... 64
Tabela 6 - Composição química do consumível ERNiCrMo-3 utilizado neste trabalho. ... 65
Tabela 7 - Composição química dos gases utilizados neste trabalho. ... 65
Tabela 8 - Parâmetros fixos de soldagem utilizados. ... 67
Tabela 9 - Parâmetros variáveis de soldagem utilizados. ... 68
Tabela 10 - Distribuição dos pontos no planejamento. ... 70
Tabela 11 - Variáveis de estudo e seus respectivos valores. ... 72
Tabela 12 - Matriz experimental (valores decodificados). ... 73
Tabela 13 - Resultados de diluição para os cordões soldados – expressos em ordem aleatória - conforme ordem de execução do planejamento experimental. ... 83
Tabela 14 - Efeitos principais dos fatores e efeitos de interações de segunda ordem sobre a resposta diluição para o modelo linear. ... 85
Tabela 15 - Coeficientes da equação de regressão para o modelo linear da diluição. ... 86
Tabela 16 - Análise de variância (ANOVA) para o modelo linear da diluição. ... 88
Tabela 17 - Efeitos principais dos fatores e efeitos de interação de segunda ordem sobre a resposta diluição para o modelo quadrático. ... 90
Tabela 18 - Coeficientes da equação de regressão para o modelo quadrático da diluição. ... 92
Tabela 19 - Análise de variância (ANOVA) do modelo quadrático da diluição ... 94
Tabela 20 - Resultados de penetração para os cordões soldados – expressos em ordem aleatória -conforme execução do planejamento experimental. ... 108
Tabela 21 - Efeitos principais dos fatores e efeitos de segunda ordem sobre a resposta penetração para o modelo linear. ... 109
Tabela 22 - Coeficientes da equação de regressão para o modelo linear da penetração. ... 110 Tabela 23 - Análise de variância (ANOVA) para o modelo linear da penetração .... 111 Tabela 24 - Efeitos principais dos fatores e efeitos de interações de segunda ordem sobre a resposta penetração para o modelo quadrático. ... 113 Tabela 25 - Coeficientes da equação de regressão para o modelo quadrático da penetração. ... 114 Tabela 26 - Análise de variância (ANOVA) para o modelo quadrático da penetração.
... 115 Tabela 27 - Resultados de altura de reforço – expressos em ordem aleatória - para os cordões soldados conforme planejamento experimental. ... 120 Tabela 28 - Efeitos principais dos fatores e efeitos de interação de segunda ordem sobre a altura de reforço, para o modelo linear. ... 121 Tabela 29 - Coeficientes da equação de regressão para o modelo linear do reforço.
... 122 Tabela 30 – Análise de variância (ANOVA) para o modelo linear do reforço. ... 123 Tabela 31 - Efeito principal dos fatores e efeitos de interação de segunda ordem sobre a altura de reforço, para o modelo quadrático. ... 124 Tabela 32 - Coeficientes da equação de regressão linear múltipla para o modelo quadrático de altura de reforço. ... 125 Tabela 33 - Análise de variância (ANOVA) para o modelo quadrático da altura de reforço. ... 126 Tabela 34 - Resultados de largura – expressos em ordem aleatória - para os cordões soldados conforme planejamento experimental. ... 130 Tabela 35 - Efeitos principais e efeitos de interações de segunda ordem para o modelo linear da largura. ... 131 Tabela 36 - Coeficientes de regressão para o modelo linear da largura. ... 132 Tabela 37 - Análise de variância (ANOVA) para o modelo linear da largura. ... 133 Tabela 38 - Efeitos principais e de interações de segunda ordem para o modelo quadrático da largura. ... 134 Tabela 39 - Coeficientes de regressão para o modelo quadrático da largura. ... 135 Tabela 40 - Análise de variância (ANOVA) para o modelo quadrático da largura. . 136
SUMÁRIO
1 INTRODUÇÃO 14
1.1 Objetivos 16
1.1.1 Objetivo geral 16
1.1.2 Objetivo específico 16
2 LIGAS A BASE DE NÍQUEL 17
2.1 Histórico 17
2.2 Classificação 18
3 PROCESSO DE SOLDAGEM TIG 21
3.1 Desenvolvimento do processo 21 3.2 Processo de Soldagem TIG Alimentado Duplo Arame Quente 22
3.3 Equipamentos 25
3.4 Gás de proteção 34
4 DILUIÇÃO E MORFOLOGIA DOS CORDÕES DE SOLDA 35
5 INFLUÊNCIA DAS VARIÁVEIS DE PROCESSO SOBRE A DILUIÇÃO E
MORFOLOGIA DOS CORDÕES DE SOLDA 38
5.1 Corrente de soldagem 38 5.2 Velocidade de Soldagem 48 5.3 Gás de Proteção 53 5.4 Velocidade do Arame 57 5.5 Corrente do Arame 61 6 MATERIAIS E MÉTODOS 64 6.1 Materiais 64 6.1.1 Material de Base 64 6.1.2 Material de Adição 65 6.2 Equipamento 66 6.3 Metodologia 67 6.3.1 Soldagem 67 6.3.2 Pré-testes 69 6.3.3 Planejamento Experimental 70 6.3.4 Matriz de Testes 73 6.3.5 Caracterização 74
6.3.6 Metodologia Superfície de Resposta 78
7 RESULTADOS E DISCUSSÕES 83
7.1 Análise da Diluição 83
7.1.1 Modelo Linear para a Diluição 84 7.1.2 Modelo Quadrático para a Diluição 89 7.2 Análise da Penetração 108
7.2.1 Modelo linear para a penetração 109 7.2.2 Modelo Quadrático da Penetração 112
7.3 Análise do Reforço 119
7.3.1 Modelo linear 121
7.3.2 Modelo Quadrático de Reforço 124
7.4 Análise da Largura 130
7.4.1 Modelo linear 131
7.4.2 Modelo Quadrático 134
8 CONCLUSÕES 139
9 RECOMENDAÇÕES PARA TRABALHOS FUTUROS 141
1 INTRODUÇÃO
Equipamentos utilizados na produção offshore de petróleo estão sujeitos a severos processos corrosivos devido à exposição a gases como o CO2, H2S e O2, e a íons bicarbonato e cloreto, comumente presentes no fluido produzido. As condições de temperatura e pressão de trabalho às quais são expostos variam de acordo com o campo de produção no qual estão localizados (em média 5.000 psi e 80ºC para campos localizados em áreas de pós sal, e 10.000 psi e 135ºC em campos no pré-sal), mas, de modo geral, envolvem condições severas do ponto de vista de corrosão e degradação de materiais (LUNDE; DUGSTAD); (SMITH, 1999); (DOMINGUES, 2010).
Por questões econômicas, operacionais e de segurança estes equipamentos são projetados para suportarem longos períodos em campo, possuindo na maioria dos casos, vida em operação superior a duas décadas. Para a fabricação dos mesmos se faz imprescindível, portanto, a utilização de materiais adequados, escolhidos minuciosamente por meio de análises de compatibilidade (SILVA FILHO, 2007).
Nestas análises são levadas em consideração inúmeras propriedades dos materiais em função das condições de operação, seja no que diz respeito às solicitações mecânicas, compatibilidade química com fluidos ou resistência à corrosão (HEIDERSBACH, 2011).
Para o projeto de equipamentos utilizados na exploração e produção offshore de petróleo utiliza-se mundialmente o código normativo API 6A, Specification for
Wellhead and Christmas Tree Equipment, do Instituto Americano de Petróleo
(“American Petroleum Institute”). Este código traz diretrizes e orientações para a fabricação de cabeças de poço submarinas e árvores de natal molhadas no que tange o design, performance, requisitos de materiais, inspeção, reparo e soldagem dos mesmos (SILVA FILHO, 2007); (API, 2011).
Um dos pontos de maior importância dentro do projeto de um equipamento submarino para exploração e produção de petróleo são as áreas de passagem de fluido de produção. Elas devem ser dimensionadas para suportarem elevado período em campo sem a ocorrência de processos corrosivos. Adicionalmente, o material
utilizado nessas áreas deve possuir resistência ao desgaste adequada, devido às partículas em suspensão no fluido de produção oriundas das rochas reservatório (HEIDERSBACH, 2011); (IPS, 1997).
Por atender aos requisitos supracitados, a superliga à base de níquel UNS N06625 (Inconel® 625) é largamente utilizada no setor de petróleo e gás e é tida como a escolha ideal de material para a aplicação em questão (HEIDERSBACH, 2011).
O elevado custo desta liga, no entanto, restringe seu uso, inviabilizando a fabricação de equipamentos inteiramente com a mesma. Uma solução amplamente utilizada na indústria é a aplicação, por meio de soldagem, de um revestimento de Inconel 625 sobre aços de menor custo, em áreas de passagem de fluido de produção e outras partes do equipamento consideradas críticas (SILVA FILHO, 2007).
O processo de soldagem TIG é reconhecido pelo ótimo acabamento superficial e qualidade dos cordões de solda obtidos pelo mesmo. Por este motivo, é preferido a outros processos para a deposição de revestimento de Inconel 625, em questão, em áreas de passagem de petróleo (HENON, 2010).
Quando comparado a outros processos de soldagem a arco tais como o de eletrodos revestidos e MIG/MAG, no entanto, possui produtividade consideravelmente inferior. Deste modo, buscou-se ao longo do tempo novas técnicas para reunir a produtividade dos processos MIG/MAG e eletrodos revestidos com a qualidade superior do processo TIG (HENON, 2010); (DELGADO, 2000).
Um dos maiores avanços obtidos neste sentido foram as patentes que propuseram a utilização de uma fonte de aquecimento para o metal de adição utilizado na soldagem automática pelo processo TIG. Esta variante, chamada de TIG arame quente (hot wire), possibilitou que este processo de soldagem atingisse níveis de produtividade comparáveis com os demais processos a arco citados anteriormente, justamente pelo fato de o arame consumível atingir a poça de fusão praticamente fundido (ASM, 1993).
Para esta mesma finalidade, outra técnica de notória importância que passou a ser utilizada foi a da dupla alimentação de material de adição em processos automatizados. Esta variante permitiu elevar ainda mais a taxa de deposição do processo TIG, e em conjunto com o aquecimento prévio do material de adição,
posicioná-lo em local de destaque juntamente com outros processos produtivos, mantendo a sua principal característica que é a qualidade.
Segundo Nagesh e Datta (2010), embora inúmeros avanços tenham sido implementados desde o surgimento do processo de soldagem TIG, ainda há bastante espaço para melhorias e avanços do processo. A diminuição da diluição e da razão de aspecto (penetração/largura) dos cordões, obtidos por esta técnica na deposição de revestimento, constitui exemplo em destaque e é amplamente estudado por grupos de pesquisa distribuídos ao redor do mundo (SHANMUGAN, R.; MURUGAN, 2006).
A diluição da solda tem influência direta sobre as propriedades de resistência à corrosão do revestimento aplicado, enquanto que a razão de aspecto dos cordões depositados tem influência direta sobre o volume de metal de adição total, e consequentemente, sobre o custo final do equipamento (SILVA FILHO, 2007); (KANNAN; MURUGAN, 2006).
1.1 Objetivos
1.1.1 Objetivo geral
Este trabalho tem por objetivo determinar a influência das variáveis do processo de soldagem TIG alimentado duplo arame quente na diluição e morfologia de cordões de solda de inconel 625 depositados em um aço AISI 4130.
1.1.2 Objetivo específico
Determinar um modelo empírico para a diluição, penetração, largura e reforço dos cordões de solda depositados por meio do processo de soldagem e materiais de escopo deste trabalho.
Determinar a influência da corrente média de soldagem, velocidade de soldagem, velocidade de alimentação do material de adição, corrente do material de adição e composição do gás de proteção sobre a diluição, penetração, largura e reforço dos cordões de solda depositados neste trabalho.
Determinar a mínima diluição, penetração e altura de reforço, e máxima largura nos modelos empíricos obtidos.
2 LIGAS A BASE DE NÍQUEL
2.1 Histórico
O elemento Níquel foi assim designado pelo cientista Suíço Axel Frederik Cronstedt, em sua publicação “Continuation of Results and Experiments on the Los
Cobalt Ore” no ano de 1754. Foi no século 20, porém, que grandes descobertas
relacionadas às ligas de Níquel aconteceram (DuPONT, 2009).
A primeira destas ligas foi proposta por Ambrose Monell no ano de 1902, e teve sua patente aceita quatro anos depois, nos Estados Unidos, sob o número 811,239 (PATEL, 2006). Esta liga foi a precursora da Monel 400, ainda utilizada nos dias de hoje. Posteriormente, durante o século 20, houve o desenvolvimento de inúmeras ligas, tal como mostrado na Tabela 1 a seguir (DuPONT, 2009).
Tabela 1 - Desenvolvimento das ligas de níquel durante o século XX (Adaptada de DuPONT 2009).
Décadas Ligas de Níquel 1900 - 1909 Monel 400 1920 - 1929 Monel K-500
1930 - 1939 Inconel 600, Monel R-405, Permanickel 300
1940 - 1949 Inconel X-750, Ni-Span-C 902, Duranickel 301, Incoloy 800 e 801, Nimonic 75, 80, 90 1950 - 1959 Incoloy 751, 825, Nimonic 105, 108, PE 11 e 16
1960 - 1969 Inconel 718, 690, 625, Incoloy 840, Nimonic 81
1970 - 1979 Inconel 601, 617, 706, MA956 e 800H, Incoloy 903, Nimonic 86 e 101 1980 – 1989 Incoloy 925, 800HT e 907, Inconel 601GC, 625LCF, 725
1990 - 1999 Inconel 622, 686, 783 e 718SPF, Incoloy 890, 864 e 832
2000 - atual Inconel 693, 740 e TD, Incoloy 27-7MO, Metal de adição Inconel 52M
Como se pode verificar na Tabela 1, o Inconel 625 - liga a ser estudada no presente trabalho - foi desenvolvida na década de 60, mais especificamente em 1964, por Herbert Eiselstein. Segundo Hodge (2006) esta liga foi destinada primeiramente à aplicações em altas temperaturas, porém descobriu-se que a
mesma possuía excelente resistência à corrosão quando submetida a variados ambientes corrosivos.
A genealogia das ligas de níquel em função da adição dos principais elementos químicos que as compõem é apresentada na Figura 1.
Figura 1 - Desenvolvimento das ligas a base de Níquel (Adaptado de HODGE, 2006).
2.2 Classificação
As ligas a base de níquel não possuem classificação sistemática tal qual possuem os aços e as ligas de alumínio. Deste modo, são designadas conforme nomenclatura do próprio fabricante ou então por sua composição química. A Figura 2 traz uma classificação das ligas de níquel em função de sua composição química e também do seu mecanismo de endurecimento (DuPONT 2009).
Figura 2 - Classificação das ligas de níquel conforme composição química e mecanismo de endurecimento (Adaptado de DuPont; 2009).
Na caixa à esquerda, observa-se primeiramente a existência do níquel comercialmente puro o qual representa, na verdade, uma família composta por diversas ligas com teor de níquel superior a 99% em massa. Essas ligas possuem baixa resistência mecânica e dureza, e são utilizadas em aplicações que requerem resistência à corrosão em ambientes alcalinos.
O segundo grupo de ligas de níquel mostrado na Figura 2 corresponde às ligas endurecidas por solução sólida, que possuem limite de escoamento entre 50 e 70 ksi (345 a 480 MPa), e limite de resistência à tração máximo de 120 ksi (830 MPa).
Estas ligas são constituídas pela adição dos elementos cobre, molibdênio, ferro, cromo, tungstênio e cobalto à matriz de níquel, os quais possuem solubilidade na mesma. Este mecanismo de endurecimento deve-se à limitação do movimento de discordâncias devida a campos de tensão associados à diferença de raio atômico entre átomos de soluto e átomos hospedeiros.
O terceiro grupo de ligas de níquel mostrado na Figura 2 são as ligas endurecidas por precipitação. Estas ligas recebem esta designação pelo fato de possuírem adições de alumínio, titânio e nióbio, elemento químicos que formam
compostos estequiométricos com o níquel, e precipitam na matriz, promovendo um aumento de resistência da liga.
As ligas endurecidas por precipitação podem atingir após tratamento térmico adequado limite de escoamento da ordem de 150 ksi (1035 MPa) e limite de resistência à tração de 200 ksi (1380 MPa). Pelo fato de aliar elevada resistência mecânica com excelente resistência à corrosão em diversos ambientes, estas ligas de níquel são também chamadas de superligas.
O último grupo trazido na Figura 2 são as ligas especiais, endurecidas por compostos intermetálicos, como o NiAl e o Ni3Al, e por dispersão de óxidos, tal como o Y2O3. As ligas endurecidas por compostos intermetálicos apresentam resistência mecânica e à corrosão elevadas, enquanto as ligas endurecidas por óxidos dispersos destacam-se por exibir elevada resistência à fluência e à oxidação a altas temperaturas.
A liga Inconel 625 pertence ao grupo das ligas endurecidas por solução sólida e tem sua composição química trazida na Tabela 2, juntamente com outras ligas endurecidas por este mesmo mecanismo (DuPONT 2009).
Tabela 2 - Composição de algumas ligas de Ni-Cr, Ni-Cr-Fe e Ni-Cr-Mo, endurecidas por solução sólida (DuPont 2009).
Liga UNS C Cr Fe Mn Ni Mo Si Al Outros
600 N06600 0,15 14-17 6-10 1,0 72,0 - 0,5 - 601 N06601 0,1 21-25 Bal. 1,0 58-63 - 0,5 1,0-1,7 617 N06617 0,15 20-24 3,0 1,0 Bal. 8-10 1,0 0,8-1,5 Co 10-15 625 N06625 0,10 20-23 5,0 0,5 Bal. 8-10 0,5 0,40 Nb 3,15-4,15 690 N06690 0,05 27-31 7-11 0,5 58,0 mín. - 0,5 - C-4 N06455 0,015 14-18 3,0 1,0 Bal. 14-17 0,08 - C-22 N06022 0,01 20-24 3,0 0,5 Bal. 12-14 0,08 - Co 2,5; 3W C-276 N10276 0,02 14,5-16,5 4-7 1,0 Bal. 15-17 0,08 - Co 2,5 C-2000 N06200 0,1 22-24 3,0 0,5 Bal. 15-17 0,08 0,5 230 N06230 0,05-0,15 20-24 3,0 0,30-1,0 Bal. 1-3 0,25-0,75 0,2-0,5 RA333 N06333 0,08 24-27 Bal. 2,0 44-47 2,5-4 0,75-1,5 - G3 N06985 0,015 21,0-23,5 18-21 1,0 Bal. 6-8 - - Cu 1,5-2,5 HX N06006 0,05-0,15 20,5-23,0 17-20 1,0 Bal. 8-10 - - W 0,2-1,0 S N06635 0,02 14,5-17 3,0 0,30-1,0 Bal. 14-16,5 0,2-0,75 0,1-0,5 W N10004 0,12 5,0 6,0 1,0 63,0 24,0 - - 686 N06686 0,01 19-23 2,0 0,75 Bal. 15-17 0,08 - W 3,0 – 4,4
3 PROCESSO DE SOLDAGEM TIG
3.1 Desenvolvimento do processo
O processo de soldagem TIG surgiu em grande parte da demanda da indústria aeronáutica, mais especificamente para a substituição da fixação por rebites por juntas soldadas em aeronaves (ASM, 1993).
As primeiras tentativas de se soldar utilizando-se os princípios que hoje regem o processo TIG foram nos EUA, no final da década de 1930. Na ocasião, utilizaram-se câmaras preenchidas com hélio para fornecer a proteção necessária, e um eletrodo de tungstênio para se estabelecer um arco voltaico com a peça de trabalho. Esta modalidade de soldagem ficou conhecida então como HeliArc (ASM, 1993); (AWS, 1991).
Devido ao elevado custo do gás inerte e também à baixa praticidade do método, o processo não se mostrou economicamente viável na época. Anos depois, em 1941, a primeira tocha para o processo foi desenvolvida, sendo capaz de sustentar o eletrodo de tungstênio e ainda fornecer fluxo de gás de proteção para a soldagem (ASM, 1993); (AWS, 1991).
A partir deste momento, o processo alavancou e por volta de 1950, com a substituição do hélio pelo argônio (que possuía custo consideravelmente menor) e com a utilização já bem sedimentada de unidades de alta frequência, a soldagem já então denominada TIG passou a se tornar popular (ASM, 1993).
De lá para cá, este processo de soldagem experimentou diversas melhorias em técnicas e equipamentos, porém, sem sofrer qualquer alteração em sua essência de funcionamento (DELGADO, 2000). Alguns destes aprimoramentos envolvem a utilização de sistemas de alimentação automática de arame; sistemas que permitem a soldagem de juntas com chanfros estreitos (narrow-gap), para a diminuição da quantidade de material depositado e consequentemente das distorções e tensões internas geradas; e a utilização de sistemas de cabeça orbital para a soldagem de tubos.
No contexto do aumento de produtividade os maiores avanços foram a implementação da dupla alimentação de material de adição em processos
automatizados e também a utilização de uma fonte de energia dedicada para aquecimento prévio dos arames de soldagem. Ambas as técnicas permitiram um aumento efetivo da taxa de deposição no processo de soldagem TIG e constituem exemplos significativos de melhoria de processo (DELGADO, 2000).
Todas estas técnicas citadas representam a evolução da soldagem TIG desde a sua criação. Com a elevada qualidade das soldas obtidas aliada à versatilidade do processo, a soldagem TIG ocupa posição de destaque em diversos segmentos e é fruto de estudo por diversos pesquisadores (SHANMUGAN, R.; MURUGAN, 2006).
3.2 Processo de Soldagem TIG Alimentado Duplo Arame Quente
Na soldagem TIG, um arco elétrico é estabelecido entre um eletrodo de tungstênio não consumível e a peça a ser soldada, estando cada qual conectado a um polo diferente da fonte de energia utilizada.
O arco elétrico ocorre devido à diferença de potencial entre o eletrodo de tungstênio e a peça de trabalho e atinge em sua região central temperaturas elevadas na ordem de até 10.000 – 20.000K (Modenesi, 2007). O calor proveniente deste arco promove a fusão conjunta das peças a serem soldadas, e então sua união durante a solidificação (Luccas, 2010).
Um gás inerte é responsável pela proteção da poça de fusão e do eletrodo contra a oxidação (WEMAN, 2012). Este gás geralmente é o argônio, hélio ou uma mistura entre eles (Luccas, 1990).
A soldagem TIG pode ser manual ou automatizada. No processo manual, o material de adição é introduzido sob a forma de varetas pelo soldador, que também controla a velocidade da soldagem por meio da movimentação da tocha. A Figura 3 a seguir trás a representação esquemática do processo de soldagem TIG manual, ilustrando o arco elétrico aberto, o gás de proteção envolvendo a poça de fusão e o eletrodo de tungstênio, e o metal de adição na forma de vareta (AWS, 1991); (WEMAN, 2012).
Figura 3 - Esquema básico do processo de soldagem TIG (UNITOR, 2009).
No processo de soldagem automatizado, por sua vez - também chamado de TIG alimentado - o material de adição é provido sob a forma de bobinas de arame e chega à poça de fusão por meio de um sistema automático de alimentação.
Como no processo TIG o arco elétrico é aberto entre o eletrodo de tungstênio não consumível e a peça de trabalho, existe a possibilidade da soldagem sem a existência de um material de adição, situação esta chamada de soldagem autógena. Neste tipo de soldagem a união das peças é realizada apenas com o calor do arco elétrico aberto entre o eletrodo não consumível e as peças de trabalho, as quais são fundidas e posteriormente solidificadas de modo a obterem união metalúrgica.
Justamente pelo fato de o arco elétrico ser mantido entre o eletrodo não consumível e a peça, e a alimentação de material de adição (quando utilizada) se dar externamente ao arco, diz-se que o processo TIG não possui transferência metálica.
Em outras palavras, a tensão elétrica do arco não oscila com o consumo de material de adição como ocorre em outros processos de soldagem a arco como o MIG/MAG e eletrodos revestidos (nos quais o arco é aberto entre o material de adição e a peça de trabalho gerando perturbações no arco e oscilações de tensão à medida em que o material de adição é transferido à poça de fusão). A implicação da ausência de transferência metálica no processo TIG é a obtenção de um arco elétrico notoriamente estável e concentrado, e soldas com qualidade superior.
Embora conhecido justamente por prover soldas com excelente qualidade, o processo TIG possui produtividade inferior aos processos MIG/MAG, eletrodos revestidos e arame tubular. Deste modo buscam-se técnicas alternativas a fim de se aliar a qualidade superior inerente ao processo TIG e a produtividade de outros processos de soldagem a arco.
Duas técnicas de destaque são a dupla alimentação de material de adição e o aquecimento prévio dos mesmos. Estas técnicas podem ser utilizadas em conjunto e permitem que o processo TIG alcance índices de produtividade semelhantes aos do processo MIG/MAG.
A Figura 4 a seguir ilustra um processo de soldagem TIG arame quente com dupla alimentação de arames, no qual duas bobinas são alimentadas simultaneamente à poça de fusão, permitindo considerável ganho de produtividade.
Figura 4 - Equipamento para soldagem TIG duplo arame quente (Adaptado de LUCCAS, 1994).
O aquecimento prévio dos arames aumenta a energia disponível para a fusão do material de base. Deste modo, além de aumentar a taxa de deposição a soldagem com arame quente é realizada em velocidades de soldagem superiores às utilizadas na soldagem com arame frio. A Figura 5 traz um gráfico comparativo entre os processos soldagem TIG arame quente e arame frio.
Figura 5 - Comparativo de produtividade do processo de soldagem TIG: arame quente versus arame frio (Adaptado de LUCCAS, 1994).
Observando-se a Figura 5, verifica-se que a taxa de deposição do processo TIG arame quente é sempre superior à do processo TIG arame frio, e que quando maior a energia utilizada no arco elétrico maior é a diferença de taxa de deposição entre os dois processos.
Aliando-se a dupla alimentação ao aquecimento prévio dos materiais de adição tem-se um processo de soldagem robusto que reúne qualidade e produtividade elevadas.
3.3 Equipamentos
O equipamento utilizado na soldagem TIG é composto basicamente por uma fonte de energia do tipo corrente constante; uma tocha para a fixação do eletrodo de tungstênio e saída do gás de proteção; o eletrodo de tungstênio propriamente dito; sistema para abastecimento gás de proteção (cilindros ou central de gás) e mangueiras para sua condução até a tocha; cabos de alimentação de energia;
sistema de refrigeração da tocha; e no caso da soldagem automatizada, um sistema para movimentação da tocha ou peça de trabalho.
A Figura 6 ilustra um equipamento para a soldagem TIG automática contendo um sistema de movimentação da peça de trabalho, bem como uma fonte de energia dedicada para aquecimento do material de adição, caracterizando-se assim o processo de soldagem TIG alimentado arame quente. Este equipamento, em particular, é utilizado para a deposição de revestimentos soldados em peças de até 10 toneladas para o setor de petróleo e gás. Sua estrutura principal é composta por uma coluna e uma longarina que podem ser ajustadas de acordo com as dimensões da peça a ser soldada.
O ajuste dos parâmetros elétricos e demais parâmetros de soldagem é realizado no controlador, indicado na Figura 6. Esses parâmetros envolvem a corrente e tensão elétrica, a velocidade de soldagem, velocidade de alimentação e corrente do material de adição, entre outros. Se durante a soldagem algum ajuste fino de parâmetro for requerido, utiliza-se então o controlador manual.
As bobinas de material de adição ficam acondicionadas na extremidade da longarina, em local específico conforme mostrado na Figura 6. Um alimentador é responsável por leva-lo à tocha na velocidade programada. Este alimentador é constituído basicamente por quatro componentes: sustentador para a bobina, mecanismo de tracionamento do arame, controlador de velocidade e guia para conduzir o material de adição até a poça de solda (DELGADO, 2000).
No caso da soldagem TIG arame quente, além dos componentes citados, existe ainda um conjunto de resistências elétricas conectadas a uma fonte de energia dedicada (tal qual mostrada na Figura 6) que são responsáveis pelo aquecimento do material de adição na extremidade da guia (WEMAN, 2012). Na soldagem TIG duplo arame quente, utiliza-se um alimentador para cada bobina de arame.
A tocha de soldagem tem a função de sustentar o eletrodo de tungstênio e fornecer o gás inerte para proteção da poça de fusão. A principal característica das tochas é o seu modo de refrigeração, que pode ser a ar ou a água. O resfriamento a ar acontece por troca de calor por radiação por meio do gás que circula na tocha. Tochas refrigeradas a ar permitem correntes máximas na ordem de 250 A (MACHADO, 1996).
A refrigeração a água acontece pelo fluxo de água que circula através da tocha. Nesse caso, a troca térmica se dá por convecção e requer a utilização de mangueiras para circulação de fluido dentro da mesma. (DELGADO, 2000). Tochas refrigeradas a água permitem a utilização de correntes mais altas, da ordem de até 500 A, justamente por possuírem uma refrigeração mais eficiente (MACHADO, 1996).
Sustentado pela tocha, o eletrodo de tungstênio é o item responsável pela abertura e manutenção do arco elétrico de soldagem no processo TIG e, portanto,
deve aliar características de baixa resistência elétrica, alto ponto de fusão, elevada capacidade de emissão de elétrons e alta condutividade térmica (WEMAN, 2012).
Outra característica importante para os eletrodos é a geometria de sua ponta. O modo de afiação do eletrodo influencia a facilidade de abertura do arco elétrico e também, características de penetração e morfologia dos cordões de solda obtidos (AWS, 1991).
De modo geral, os eletrodos para soldagem TIG podem ser constituídos apenas de tungstênio – chamados eletrodos puros – ou conter adições de óxidos diversos, tais como CeO2, La2O3, ThO2 e ZrO2. A Tabela 3 traz a classificação de alguns eletrodos para a soldagem TIG (AWS, 2004).
Tabela 3 – Classificação dos eletrodos de tungstênio conforme AWS (Adaptado de AWS, 2004).
Eletrodo Classificação AWS Óxido % de Óxido
Tungstênio Puro EWP - -
Tungstênio com Óxido de Cério EWCe-2 CeO2 1,8 – 2,2
Tungstênio com Óxido de Lantânio EWLa-1 La2O3 0,9 – 1,2
Tungstênio com Óxido de Lantânio EWLa-1.5 La2O3 1,5
Tungstênio com Óxido de Lantânio EWLa-2 La2O3 2,0
Tungstênio com Óxido de Tório EWTh-1 ThO2 0,8 – 1,2
Tungstênio com Óxido de Tório EWTh-2 ThO2 1,7 – 2,2
Tungstênio com Óxido de Zircônio EWZr-1 ZrO2 0,15 – 0,40
Não especificado EWG - -
Genericamente, a adição de óxidos nos eletrodos é realizada para aumentar a sua emissão termoiônica, permitindo a utilização de correntes mais elevadas. A adição de óxidos proporciona também maior facilidade na abertura e estabilidade do arco elétrico, além de proporcionar um aumento na vida útil dos mesmos devido à menor erosão de suas pontas (AWS, 2004).
Durante a soldagem com corrente alternada, por exemplo, eletrodos de tungstênio puro ou com óxido de zircônio são utilizados. Neste caso, utilizam-se pontas de eletrodo com formato semiesférico, e soldam-se principalmente alumínio, magnésio e suas ligas (UNITOR, 2009).
Para corrente contínua, os eletrodos com tório, cério e lantânio são os indicados, e a geometria de ponta recomendada é a cônica. (MACHADO, 1996); (UNITOR, 2009). Entre os três, o precursor foi o eletrodo contendo óxido de tório. Porém, devido ao fato deste elemento químico ser radioativo o eletrodo toriado começou a ser substituído gradativamente pelos eletrodos com adições de óxido de cério e óxido lantânio (AWS, 2004).
No que diz respeito à facilidade de abertura e estabilidade do arco elétrico, os eletrodos de cério e lantânio possuem vantagens muito similares entre si, e também próximas às dos eletrodos com adições de ThO2, porém sem o viés de serem radioativos. De modo geral, os eletrodos com 1,5% de lantânio substituem eletrodos com até 2% de tório, mantendo ainda sua reduzida taxa de erosão de ponta e os limites máximos de corrente elétrica. Os eletrodos com 2% de lantânio são aqueles que possuem o maior volume de óxido disperso entre todos os eletrodos de tungstênio (AWS, 2004).
A Figura 7 ilustra uma tocha de soldagem TIG com dupla alimentação de arames previamente aquecidos contendo um eletrodo de tungstênio com classificação EWLa-1.5 com 3,2 mm de diâmetro. Analisando-se a figura, verifica-se que os dois arames de solda são alimentados paralelamente em terminais distintos, do mesmo lado da tocha. Na soldagem duplo arame, existem porém, outras configurações de posicionamento das guias dos materiais de adição, tais como um arame de cada lado da tocha, ou até mesmo alimentação pela frente ou por atrás da mesma.
Em relação à automatização, existem basicamente duas configurações utilizadas no que diz respeito à movimentação da tocha e a peça de trabalho: i) manter a tocha de soldagem estática e movimentar a peça de trabalho, ou ii) manter a peça de trabalho estática e movimentar a tocha de soldagem.
Na primeira situação, costumam-se utilizar mesas rotativas como a indicada na Figura 6. A peça é a apoiada sobre esta mesa e são informados no controlador o diâmetro da peça de trabalho e a velocidade tangencial de soldagem desejada. Com base nestes dois parâmetros o controlador movimenta a mesa rotativa na velocidade angular correspondente.
Na segunda situação, isto é, a tocha em movimento e peça estática, se faz necessária a utilização de motores elétricos que com o auxílio de engrenagens e
correias movimentam a tocha tanto na direção horizontal quanto na vertical (SILVA FILHO, 2007).
Figura 7 - Detalhamento da tocha de soldagem utilizada no processo TIG duplo arame quente (Cortesia de Aker Solutions do Brasil Ltda).
As fontes de energia para a soldagem TIG possuem curva com característica estática tombante, ou seja, do tipo corrente constante, podendo ser em corrente contínua ou corrente alternada (LUCCAS, 1994).
Dois tipos de corrente são utilizados na soldagem TIG: corrente alternada e corrente contínua polaridade direta. A primeira é utilizada na soldagem de ligas de alumínio e magnésio, materiais sobre os quais se forma uma camada de óxido refratário durante a soldagem. Nesta configuração, a polaridade entre a peça de trabalho e o eletrodo é alternada continuamente, e tem-se a ação de limpeza catódica necessária para o rompimento dos óxidos em questão (CIRINO, 2009).
Quando do uso de corrente alternada, dois mecanismos emissores de elétrons operantes são evidenciados: a emissão termoiônica, a qual ocorre nos tempos de ciclo em que o eletrodo possui polaridade negativa, e a emissão a frio, quando a peça de trabalho possui polaridade negativa.
Nos tempos de inversão de ciclo em que a peça adquire polaridade negativa e o eletrodo positiva, uma instabilidade no arco elétrico é observada. Para mitigar este inconveniente, unidades de alta frequência são utilizadas em conjunto com as fontes convencionais de ondas senoidais, ou então, utilizam-se fontes com ondas quadradas.
A corrente contínua polaridade direta é a situação mais utilizada na soldagem TIG, sendo o eletrodo de tungstênio conectado ao polo negativo da fonte de energia e a peça ao polo positivo. Este tipo de corrente é utilizada principalmente na soldagem de cobre (e suas ligas), níquel (e suas ligas), aços ao carbono, aços baixa liga, aços inoxidáveis e titânio. Nesta configuração, o fluxo de elétrons se dá no sentido eletrodo-peça e o mecanismo de emissão de elétrons é o termoiônico.
Em situações nas quais se deseja diminuir a penetração e diluição, como no caso da soldagem de revestimento, uma variante da corrente contínua polaridade direta é utilizada. Esta variante é a corrente pulsada.
Nesta modalidade, a corrente elétrica oscila entre uma corrente de pico e uma corrente de base, com tempos de permanência em cada etapa controlados. Quando utiliza-se a corrente pulsada acorrente média é calculada pela média ponderada das correntes de pulso e base levando em consideração os tempos de permanência em cada etapa, conforme a seguir:
𝐼𝑚 = 𝐼𝑝. 𝑡𝑝 + 𝐼𝑔. 𝑡𝑔 𝑡𝑝 + 𝑡𝑔 Sendo:
Im: corrente média
Ip: corrente pico tp: tempo de pico Ig: corrente de base tg: tempo de base
A Figura 8 a seguir mostra uma representação gráfica da corrente pulsada para um equipamento de soldagem duplo arame quente, semelhante ao mostrado na Figura 6. A Figura 8 mostra o comportamento da corrente pulsada em relação à movimentação da solda.
Observa-se que as corrente de pico e base possuem ciclos definidos com tempo de permanência tp e tg programados no controlador. A Figura 8 também mostra o processo de início e término da soldagem.
No início, uma corrente de abertura de arco (Is) é mantida por um tempo ts e aumentada gradativamente até a corrente de pico por um tempo tup. O término da soldagem é semelhante, sendo a corrente diminuída gradativamente por um período
tds até a corrente de fechamento de arco, Ie, a qual é mantida por um tempo te.
A principal vantagem da utilização de corrente pulsada na soldagem de revestimento é a redução do aporte térmico da solda e, consequentemente, da diluição e penetração da mesma. Isto ocorre porque a corrente média de soldagem na corrente pulsada é inferior àquela utilizada em uma fonte convencional. De modo prático, a fusão ocorre na corrente de pico enquanto a corrente de base mantem o arco e permite o resfriamento da solda.
Outras vantagens da corrente pulsada envolvem a redução de distorções provenientes da solda; a possibilidade se obterem maiores penetrações em juntas de união constituídas de materiais sensíveis ao aporte térmico; e a possibilidade de se soldagem materiais com baixa espessura.
3.4 Gás de proteção
A função do gás de proteção no processo de soldagem TIG é de proteger a poça de fusão de possíveis contaminações e impedir a oxidação do eletrodo. O argônio e o hélio são os dois gases inertes mais utilizados na soldagem TIG, sendo empregados juntos ou separados (WEMAN, 2012).
O argônio é um gás inerte monoatômico com peso molecular igual a 40 (AWS, 1991). Por possuir custo inferior, necessitar de menor vazão, proporcionar um arco mais estável e por promover ação de limpeza em soldagem com corrente alternada, o argônio é preferido ao hélio. Adicionalmente, a maior densidade do argônio promove uma proteção mais eficiente (DELGADO, 2000).
Além dos pontos acima citados, o argônio proporciona em relação ao hélio menor penetração na solda, situação desejada na deposição de revestimentos.
O hélio também é um gás inerte monoatômico e possui um peso molecular igual a 4 (Handbook, p.124). Por possuir maior potencial de ionização que o argônio, o gás hélio dá origem a um arco elétrico com tensão mais elevada. Na prática, para um mesmo valor de corrente e comprimento de arco o hélio introduz maior energia ao arco elétrico que o argônio (AWS, 1991; BURGARDT, 1985). Devido a isto, o gás hélio é utilizado na soldagem de chapas espessas nas quais deseja-se elevada penetração (MACHADO, 1996).
Misturas hélio-argônio são utilizadas quando se deseja associar a alta penetração produzida pelo hélio com a estabilidade e suavidade do arco induzido pelo argônio (MACHADO, 1996).
O gás de proteção pode ser provido sob a forma de cilindros ou então sob a forma líquida, dependendo dos volumes envolvidos. Quando da utilização de cilindros, estes geralmente possuem capacidade de 4 a 10 m³ e pressão em torno de 190 bars (MACHADO, 1996). Quando da utilização de tanques, o gás na forma líquida é vaporizado e canalizado até o local de utilização.
4 DILUIÇÃO E MORFOLOGIA DOS CORDÕES DE SOLDA
A diluição de soldagem é fundamentalmente definida como a razão entre quantidade de material de base que participa do cordão de solda e a quantidade total de material (material de adição mais material de base).
Existem duas maneiras para se avaliar o percentual de diluição. A primeira é pela área da secção transversal do cordão de solda, tal como mostrado na Figura 9. Neste método, divide-se o cordão de solda em duas áreas: a área inferior, identificada como B na Figura 9, que corresponde à porção de material de base que participa do cordão de solda, e a área A, a qual indica o restante do cordão. A razão entre a área B pelo somatório das duas áreas (A+B) fornece a diluição total da solda.
Figura 9 - Representação da diluição de soldagem para uma solda de revestimento (Adaptado de DELGADO, 2000).
A segunda maneira de se calcular a diluição é pelo método da análise química. Para tanto, realizam-se análises da composição química da solda realizada, do metal de base e do material de adição (Koshy, 1985) e escolhe-se um determinado elemento químico de interesse como referência para o cálculo. A diluição pelo método da análise química é calculada pela seguinte relação matemática (KOSHY, 1985):
%𝐷 = 100×(𝐸1 − 𝐸2) (𝐸3 − 𝐸2)
onde: E1 = % do elemento na soldaE2 = % do elemento no material de adição E3 = % do elemento no material de base.
A diluição obtida é adimensional e comumente expressa em valores percentuais. As variáveis de soldagem que, de maneira geral, exercem influência sobre a mesma são a corrente elétrica, a tensão e a velocidade de soldagem.
Em relação à morfologia dos cordões de solda, três medidas são comumente utilizadas para sua caracterização: a altura do reforço, a penetração e a largura do cordão. A Figura 10 mostra estas dimensões na secção transversal de um cordão de solda de revestimento.
Figura 10 - Representação da secção transversal de um cordão de solda de revestimento indicando a largura, reforço e penetração do mesmo (Adaptado de DELGADO, 2000).
A largura do cordão é a medida entre as margens da solda, como mostrado pela cota L da figura acima; a altura do reforço é indicada pela cota R e representa a distância entre a extremidade superior do cordão e o material de base, sendo esta medida normal à superfície do mesmo. A penetração, por sua vez, é a distância entre a extremidade inferior do cordão e o metal de base, também sendo esta medida normal à superfície do mesmo.
De modo genérico, tem-se que a largura do cordão é influenciada pela velocidade de soldagem e tensão, a altura do reforço pela velocidade de alimentação e velocidade de soldagem, enquanto que a penetração é influenciada pela corrente, tensão e velocidade de soldagem. (KOSHY, 1985; AWS, 1991).
Adicionalmente, outro parâmetro utilizado para caracterização da morfologia é a razão entre penetração e largura (P/L), a qual determina a área B mostrada na Figura 10, que por sua vez influencia na diluição de soldagem.
No que diz respeito a revestimentos depositados por soldagem deseja-se, de modo geral, que os mesmos possuam baixa penetração e altura de reforço aliadas a uma elevada largura - de modo a se obterem cordões com um perfil plano.
Este conjunto de características implica em um cordão com baixa diluição, constituído em maior parte pelo material de adição escolhido para a aplicação em questão. Consequentemente, as propriedades esperadas para o revestimento - provenientes do material de adição – serão atingidas.
5 INFLUÊNCIA DAS VARIÁVEIS DE PROCESSO SOBRE A
DILUIÇÃO E MORFOLOGIA DOS CORDÕES DE SOLDA
5.1 Corrente de soldagem
A diluição de soldagem é fortemente influenciada pela corrente elétrica, possuindo uma relação diretamente proporcional com a mesma (ASM, 1983; AWS, 1991).
Isto ocorre porque quanto maior a corrente utilizada maior a fusão do substrato metálico e, consequentemente, maior a sua participação no cordão de solda formado.
Shanmugan e Murugan (2006) estudaram a influência das variáveis de soldagem na diluição de cordões obtidos na deposição de um revestimento da liga de cobalto Stellite 6 sobre um aço baixo carbono pelo processo TIG. A Figura 11 traz o comportamento da diluição em função da corrente de soldagem utilizada no trabalho de Shanmugan e Murugan (2006).
Figura 11 - Diluição de soldagem em função da corrente elétrica empregada na soldagem (Adaptado de Shanmugan e Murugan 2006).
Observando-se a Figura 11, verifica-se que os resultados obtidos por Shanmugan e Murugan (2006) foram de encontro com o exposto na literatura clássica (AWS, 1991; ASM, 1983), isto é, a diluição foi sempre crescente com o aumento da corrente utilizada.
Do ponto de vista da soldagem de revestimento, a diluição é um parâmetro que se deseja manter minimizado uma vez que os revestimentos são depositados justamente para conferir propriedades específicas aos substratos.
Outros pesquisadores que estudaram a influência da corrente elétrica sobre a diluição na soldagem foram Kannan e Murugan (2006) e Palani e Murugan (2007), que de modo análogo, obtiveram resultados que também convergiram com o exposto, ou seja, apresentaram diluição crescente com a corrente de soldagem.
Kannan e Murugan (2006) estudaram a soldagem de revestimento de um aço estrutural com baixo teor de carbono por um aço inoxidável duplex, pelo processo FCAW (arame tubular). Com as devidas ressalvas aplicadas na comparação de trabalhos com processos de soldagem distintos, os resultados obtidos também evidenciam um comportamento no qual a diluição de soldagem cresceu com a corrente elétrica utilizada, no intervalo de valores estudado. A Figura 12 ilustra este comportamento.
Figura 12 - Diluição de soldagem em função da corrente elétrica empregada na soldagem (Adaptado de Kannan e Murugan 2006)
Também utilizando o processo de soldagem FCAW, Palani e Murugan (2007) estudaram a deposição do aço inoxidável austenítico AISI 317L sobre uma chapa de aço estrutural IS: 2062. Assim como Shanmugan e Murugan (2006) e Kannan e Murugan (2006) – Figura 11 e Figura 12, respectivamente - este trabalho resultou em um comportamento crescente da diluição em função da corrente aplicada durante a soldagem. Este comportamento pode ser visto na Figura 13, a seguir.
Figura 13 - Diluição de soldagem em função da corrente elétrica empregada na soldagem (Adaptado de Palani e Murugan 2007).
O comportamento crescente da diluição em função da corrente de soldagem utilizada parece não ficar restrito apenas aos processos TIG e FCAW. O trabalho de Magalhães (2008), cujo resultado é mostrado na Figura 14, foi realizado utilizando-se o processo de soldagem GMAW (MIG) e, assim como os trabalhos apreutilizando-sentados anteriormente, culminou em elevação da diluição com um aumento progressivo na corrente elétrica.
O substrato e o material de adição utilizados por Magalhães (2008) foram, respectivamente, o aço carbono ASTM A516 Gr.60 e a liga de níquel ERNiCrMo-3, sendo esta última, a mesma utilizada no trabalho em questão.
Finalmente, no que diz respeito à influência da corrente elétrica sobre a diluição, tem-se o trabalho de Braga, Fernandes e Silva (2007), os quais estudaram a deposição do consumível BTS7100 sobre chapas de aço carbono SAE 1020 pelo processo de soldagem SMAW (eletrodo revestido).
Ao contrário dos estudos apresentados acima, Braga, Fernandes e Silva (2007) observaram um comportamento parabólico de diluição em função da corrente
aplicada, contrariando os estudos anteriores que obtiveram diluição sempre crescente com o aumento desta variável.
Figura 14 - Diluição de soldagem em função da corrente elétrica empregada na soldagem (Magalhães 2008).
Como pode se observar na Figura 15, um aumento da corrente de 120A para 145A proporcionou um aumento na diluição da solda, porém, um aumento da corrente de 145A para 170A originou uma diminuição da variável resposta. Este decréscimo foi devido ao aumento da razão reforço / largura (R/L) quando se elevou a corrente de 145A para 170A.
A corrente de soldagem controla a penetração dos cordões de solda de maneira diretamente proporcional. Sendo assim, quanto maior a corrente elétrica empregada maior os valores de penetração obtidos (AWS, 1991).
No trabalho de Shanmugan e Murugan (2006), que estudaram a deposição de Stellite 6 sobre um aço baixo carbono pelo processo TIG, como citado anteriormente, o efeito da corrente sobre a penetração fica claro, como se poder observar na Figura 16. À medida em que se eleva a corrente de soldagem tem-se um aumento nesta resposta.
Figura 15 - Diluição de soldagem em função da corrente elétrica empregada na soldagem (Braga, Fernandes e Silva 2007).
Figura 16 - Morfologia do cordão em função da corrente de soldagem (Adaptado de Shanmugan e Murugan 2006).
Em outros processos de soldagem, tais como o FCAW, SMAW e GMAW o referido comportamento penetração versus corrente também é mantido, como se pode observar nas figuras Figura 17, Figura 18 e Figura 19 - referentes aos trabalhos de Kannan e Murugan (2006); Braga, Fernandes e Silva (2007); e Koshy (1985), respectivamente.
Na soldagem de deposição do consumível arame tubular classificação E2209T1-4/1 (aço inoxidável duplex) sobre o aço estrutural baixo carbono IS:2062, a penetração (P) apresentou relação linear com a corrente de soldagem sendo incrementada em praticamente 100% (de 0,5 mm a 1 mm) quando a corrente foi elevada de 200A a 300A, como se pode verificar na Figura 17.
Figura 17 - Morfologia do cordão em função da corrente de soldagem (Adaptado de Kannan e Murugan 2006).
Da mesma forma, a deposição de BTS7100 - consumível com alto teor de cromo utilizado para fins de resistência à abrasão - sobre chapas de aço carbono SAE 1020 realizada no estudo de Braga, Fernandes e Silva (2007) mostrou acréscimo de penetração com a corrente.
Figura 18 - Morfologia do cordão em função da corrente de soldagem (Braga, Fernandes e Silva (2007).
Também apresentando comportamento linear, a curva penetração versus corrente dos cordões de solda de ERNiCroMo-3 depositados sobre um aço baixa liga 4130 pelo processo GMAW no estudo de Koshy (1985) esteve presente em diferentes tensões e velocidades de soldagem analisadas, como se observa na Figura 19.
Desde modo, fica claro que mesmo se utilizando diferentes processos de soldagem, consumíveis e materiais de base, a profundidade de penetração dos cordões de solda sofre influência diretamente proporcional à corrente imposta pela fonte.
Figura 19 - Influência da corrente de soldagem sobre a penetração (KOSHY, 1985).
A corrente de soldagem também influencia a largura dos cordões de solda, como fica claro observando-se as figuras Figura 16 a Figura 18.
Nas figuras Figura 17 e Figura 18 verifica-se que a largura dos cordões de solda foi sempre crescente com o aumento da corrente. Estas figuras referem-se aos processos de soldagem FCAW (arame tubular) e SMAW (eletrodo revestido), respectivamente, sendo que para o processo FCAW o intervalo de corrente analisado foi de 200 a 300A e para o SMAW de 120 a 170A.
Apresentando um comportamento diferente, a Figura 16 – referente à soldagem TIG de Stellite 6 sobre um aço carbono – mostrou uma curva parabólica de largura versus corrente com a presença de um ponto de mínimo. Em outras palavras, a largura dos cordões de solda inicialmente diminuiu com a corrente de soldagem, até que, a partir do valor codificado de corrente de aproximadamente 1,5, um posterior acréscimo na variável de estudo resultou em um aumento da largura dos cordões.
Para verificar conjuntamente o comportamento da penetração e da largura de cordões de solda alguns autores utilizam graficamente a razão penetração/largura (P/L) versus a variável de estudo. A Figura 20 mostra esta razão em função da
