Pontifícia Universidade Católica de Minas Gerais
Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica
Dissertação de Mestrado
“ESTUDO DO CICLO TÉRMICO DA
SOLDAGEM DE TOPO DO AÇO
INOXIDÁVEL FERRÍTICO AISI 409”
Renata Umbelino Rêgo
Dissertação a ser apresentada ao Departamento de Engenharia Mecânica da PUC Minas como parte dos requisitos para obtenção do título de MESTRE EM
CIÊNCIAS EM ENGENHARIA MECÂNICA.
ORIENTADOR: Prof. José Rubens Gonçalves Carneiro, Dr.
Banca Examinadora:
Prof. José Rubens Gonçalves Carneiro, Dr. – PUC Minas – Orientador Prof. Paulo José Modenesi, Dr. - UFMG – Examinador Externo
Prof. Denílson Laudares Rodrigues, Dr. – PUC Minas – Examinador Interno Prof. Rudolf Huebner, Dr. – PUC Minas – Examinador Interno
Ao Carlo, Thaís, Dea, Tarcisio, Flavinho e Cibelle pela compreensão e paciência pela ausência nos momentos de dedicação aos estudos.
Ao amigo Pedro Paiva Brito pela inestimável dedicação e comprometimento. Ao amigo e orientador José Rubens, pelo incentivo, dedicação e espírito acadêmico.
Ao meu pai Attenister e ao meu irmão Tarcisio Flávio pelo o apoio e colaboração no desenvolvimento deste trabalho.
À minha mãe Dea e minha irmã Cibelle, pelo apoio e dedicação nos momentos difíceis.
Ao Carlo, meu esposo, pela paciência e incentivo nas horas difíceis. Aos amigos Ulisses, Flávio Mauricio, Márcio José e Eudes Weber pelo comprometimento e boa vontade em ajudar.
A Rose e a Áurea pelo incentivo e apoio.
Ao Marcio Rangel e Ronaldo Café pela dedicação e boa vontade em ajudar. Aos funcionários da oficina, ao Paulinho e ao Wilson, Tarcisio José, René Daré, Anderson e Donato Vitelli, pessoas que de várias formas participaram da elaboração deste trabalho.
Este trabalho objetiva a modelagem do ciclo térmico durante o processo de soldagem de topo do aço AISI 409. Na automação, foi utilizado um software de aquisição, controle e supervisão, termopares, fontes de alimentação, transformador para controle de pré-aquecimento e uma válvula reguladora para controle da pressão. Foi estudada a influência da temperatura de pré-aquecimento e a aplicação de nitrogênio na junta soldada de um aço AISI 409 na evolução da temperatura versus tempo do processo de soldagem. Alguns modelos existentes na literatura foram testados para verificar o ajuste na modelagem do ciclo térmico.
ABSTRACT
The objective of this work is the mathematical modeling of the temperature distribution during butt welding of AISI 409 stainless steel sheets. The automation involved the following items: acquisition, control and supervision software, thermocouples, power sources, transformer for pre-heating control and a pressure regulating valve for pressure control. The influence of pre-heating temperature and application of nitrogen to the welded joint of AISI 409 steel on the temperature evolution was studied. Some models were tested in order to verify the temperature cycles.
Lista de Figuras... VII Lista de Tabelas ... XIII Nomenclatura ...XVI Capítulo 1 - Introdução ...1 1.1 - Motivação ...1 1.2 - Objetivos ...4 1.3 - Estado da Arte...4 1.4 - Escopo da Proposta ...5
Capitulo 2 - Revisão Bibliográfica ...7
2.1 - Aços Inoxidáveis...7
2.1.1 - Aço Inoxidável Ferrítico ...9
2.1.2 - Soldabilidade do Aço Inoxidável Ferrítico ...10
2.2 - O Processo de Soldagem...12
2.2.1 - Soldagem por Resistência ...13
2.2.2 - Soldagem por Indução de Alta Frequência ...15
2.3 - Máquina de Soldagem por Pontos ...18
2.3.1 O Transformador da Máquina de Solda a Pontos ...19
2.3.1.1 - Teste a vazio...21
2.3.1.2 - Teste em curto-circuito ...24
2.4 - Resistência de Contato ...26
2.5 - O Calor na Soldagem ...31
Capitulo 3 - Metodologia Experimental ...43
3.1 - Materiais e Métodos Experimentais ...43
3.2 - Mensuração da Temperatura ...49
3.3 - O Sistema de injeção de gás...53
3.4 - Sistema para Controle de pré-aquecimento ...57
3.5 - O software de Supervisão ...59
3.6 - Características da Placa de Aquisição de Dados ...65
3.7 - Diagrama de Ligações...66
3.8 - Montagem Final...66
3.9 - Ensaio Metalográfico dos Corpos-de-Prova ...69
Capitulo 4 - Discussão e Análise dos Resultados...71
4.1 - Calibração dos Termopares e do Manômetro ...71
4.2 - Características Elétricas da Máquina de Solda por pontos ...71
4.3 - Experimentos...80
Capítulo 5 - Conclusões...122
5.1 - Sugestões para Trabalhos Futuros ...123
Apêndice A - Curvas Teóricas/Experimentais ...124
Apêndice B - Planilha de Ligações ...131
Apêndice C - Fonte Tiristorizada ...133
Apêndice D - Sensores de Temperatura...138
Apêndice E - Amplificadores de Sinal ...142
Referências Bibliográficas ...144
LISTA DE FIGURAS
Figura 1.1 Produção brasileira de aços inoxidáveis longos e planos, em toneladas (Núcleo Inox, 2005)...03 Figura 1.2 Consumo aparente de aços inoxidáveis longos e planos no Brasil, em
toneladas (Núcleo Inox, 2005)...03 Figura 2.1 Camada passiva nos aços inoxidáveis (Núcleo Inox, 2005)...08 Figura 2.2 Crescimento de grão em aço inoxidável ferrítico, de acordo com a
temperatura de tratamento: (a) sem nióbio e (b) com 0,6% de Nb e 0,08% de (C+N) (Modenesi, 2001)...11 Figura 2.3 Soldagem por indução de alta freqüência de tubos indicando os
principais componentes do processo (Santana, 2003)...17 Figura 2.4 Representação dos principais componentes de um transformador
monofásico (Martignoni, 1973)...20 Figura 2.5 Circuito equivalente referido ao lado primário obtido no teste a vazio.22 Figura 2.6 Circuito equivalente referido ao lado primário obtido no teste em
curto-circuito...25 Figura 2.7 Diagrama vetorial entre a resistência equivalente, reatância
equivalente e impedância equivalente...25 Figura 2.8 Esquema das resistências elétricas na soldagem por resistência a
ponto (Wainer et al, 1992)...27 Figura 2.9 Resistência dinâmica medida durante a soldagem por pontos e
modelada por elementos finitos (Na e Park, 1996)...30 Figura 2.10 Ciclo térmico esquemático de soldagem (Marques, 1991)...30
Figura 2.11 Diagrama esquemático mostrando diferentes alterações que ocorrem em um ponto na zona fundida da solda de um aço baixo carbono (Marques, 1991)...33 Figura 2.12 Distribuição da temperatura na soldagem por pontos (Wainer et al,
1992)...35 Figura 2.13 Modelo para o estudo da condução de calor unidirecional (Grong,
1994)...39 Figura 3.1 Dimensões dos corpos-de-prova de aço inoxidável AISI 409,
utilizados nos experimentos...44 Figura 3.2 Máquina de solda a ponto utilizada nos experimentos, evidenciando o
sistema de garras de fixação...44 Figura 3.3 Circuito elétrico utilizado para realização dos testes a vazio da
máquina de soldagem e obtenção dos oscilogramas da tensão e
corrente primária nas derivações 1 e 2...46 Figura 3.4 Circuito elétrico utilizado no teste curto circuito da máquina de
soldagem e obtenção dos oscilogramas da tensão e corrente primária para as derivações 1 e 2...48 Figura 3.5 Esquema do posicionamento dos termopares no corpo-de-prova e
garras de fixação das chapas...50 Figura 3.6 Esquema do posicionamento dos termopares no corpo-de-prova e
garras de fixação das chapas, durante os experimentos...50 Figura 3.7 Ligação dos termopares à placa condicionadora e à placa de aquisição de dados...52 Figura 3.8 Esquema de ligação do sistema de injeção de gás na junta...54 Figura 3.9 Vista lateral da peça para adaptação da válvula reguladora de
pressão no cilindro de gás...54
Figura 3.10 Diagrama esquemático das ligações para obtenção do sinal de
pressão na interface...56
Figura 3.11 Montagem do transformador do sistema de pré-aquecimento...58
Figura 3.12 Curva de indução típica de um transformador...58
Figura 3.13 Sistema de controle e gerenciamento da máquina de solda...61
Figura 3.14 Fluxograma do Processo...62
Figura 3.15 Esquema geral do circuito de alimentação da máquina de solda...67
Figura 3.16 Vista do sistema de adição de gás no processo de soldagem...67
Figura 3.17 Vista interna do painel de alimentação e controle do processo...68
Figura 3.18 Vista do sistema de adição de gás no processo de soldagem...68
Figura 4.1 Curva de calibração obtida para conversão do sinal de tensão, obtido pelo sistema de aquisição de dados, em temperatura (°C)...72
Figura 4.2 Curva de calibração obtida para conversão do sinal de tensão, obtido pelo sistema de aquisição de dados, em pressão (Bar)...72
Figura 4.3 (a) Oscilograma de tensão e corrente do primário obtido através de ensaio a vazio, para a derivação 1...74
Figura 4.3 (b) Oscilograma de tensão e corrente do primário obtido através de ensaio a vazio, para a derivação 2...74
Figura 4.4 Curva da tensão versus corrente para o tap4...77
Figura 4.5 (a) Oscilograma de tensão e corrente do primário obtido através de ensaio a vazio, para a derivação 1...79
Figura 4.5 (b) Oscilograma de tensão e corrente do primário obtido através de ensaio a vazio, para a derivação 2...79
Figura 4.6 Diagrama de Equilíbrio F-C-12%Cr (Santos Pereira, 2001)...82
Figura 4.7 Deslocamento da linha de separação dos campos de austenita...82
Figura 4.8 Evolução da tensão eficaz, para um tempo de 8,18 s...84
Figura 4.9 Evolução da corrente eficaz, para um tempo de 8,18s ...84
Figura 4.10 Evolução da resistência dinâmica, para um tempo de 8,18s...85
Figura 4.11 Vista da junta soldada, evidenciando a presença de óxido...85
Figura 4.12 Evolução da resistência dinâmica com o tempo, para um tempo de máquina ligada de 6s, temperatura de pré-aquecimento de 300°C e freqüência de amostragem de 1kHz para o aquecimento...87
Figura 4.13 Evolução da temperatura versus tempo de soldagem, sem adição de gás e tempos de soldagem de: (a) 3,59, (b) 4,28 e (c) 5,08s...88
Figura 4.14 Evolução da temperatura versus tempo de soldagem, sem adição de gás e tempos de soldagem de: (d) 6,48, (e) 7,59 e (f) 8,18...89
Figura 4.15 Evolução das temperaturas de pico x tempo, sem adição de gás...90
Figura 4.16 Curva teórica e experimental, para um tempo de soldagem de 8 segundos, rendimento de 100% e distância de 7mm para as condições (a) sem adição de gás e (b) com vazão de 15l/min...93
Figura 4.17 Curva teórica e experimental, para um tempo de soldagem de 8s, rendimento de 33% e distância de 7mm para as condições (a) sem adição de gás e (b) com vazão de 15l/min...95
Figura 4.18 Evolução de P1 versus tempo, para as distâncias da linha de solda de 3, 5 e 7mm...97
Figura 4.19 Evolução de P2, em função das distâncias, para cada tempo de soldagem...97 .
Figura 4.20 Curvas de aquecimento experimentais e modeladas para as distâncias de 3, 5 e 7mm da linha de soldagem com o tempo de
soldagem de 3,5s, sem adição de gás...99 Figura 4.21 Curvas de aquecimento experimentais e modeladas para as
distâncias de 3, 5 e 7mm da linha de soldagem com o tempo de
soldagem de 3,5s, com vazão de gás de 15l/min...99 Figura 4.22 Curvas de aquecimento experimentais e modeladas para as
distâncias de 3, 5 e 7mm da linha de soldagem com o tempo de
soldagem de 3,5s, com vazão de gás de 30l/min...100 Figura 4.23 Evolução de P1, com o calor gerado durante a soldagem...102 Figura 4.24 Evolução do rendimento com distância a partir da linha de soldagem,
tempos de soldagem de 3,59, 4,28, 5,08, 6,48, 7,28 e 8,18...104 Figura 4.25 Evolução de P2 versus (y2/4)...104 Figura 4.26 Evolução de A1 em função do tempo de solda para cada distância,
sem adição de gás...107 Figura 4.27 Evolução de A1 em função do tempo de solda para cada distância,
com vazão de 15l/min...107 Figura 4.28 Curva do ciclo térmico, experimental e modelada para a distância de
3 mm para um tempo de soldagem de 4,28...108 Figura 4.29 Curva do ciclo térmico, experimental e modelada para a distância de
5mm para um tempo de soldagem de 4,28...108 Figura 4.30 Curva do ciclo térmico, experimental e modelada para a distância de
7mm para um tempo de soldagem de 4,28...109 Figura 4.31 Curva do ciclo térmico, experimental e modelada para a distância de 3
mm para um tempo de soldagem de 4,5 e adição de gás com vazão de 15l/min...111
Figura 4.32 Curva do ciclo térmico, experimental e modelada para a distância de 5 mm para um tempo de soldagem de 4,5 e adição de gás com vazão de 15l/min...111 Figura 4.33 Curva do ciclo térmico, experimental e modelada para a distância de 7
mm para um tempo de soldagem de 4,5 e adição de gás com vazão de 15l/min...112 Figura 4.34 Curva do ciclo térmico, com pré-aquecimento de 100ºC, tempo de 8s,
distância de 3mm da linha de soldagem...116 Figura 4.35 Curva do ciclo térmico, com pré-aquecimento de 100ºC, tempo de 8s, distância de 5mm da linha de soldagem...116 Figura 4.36 Curva do ciclo térmico, com pré-aquecimento de 100ºC, tempo de 8s,
distância de 7mm da linha de soldagem...117 Figura 4.37 Microestrutura do aço inoxidável ferrítico AISI 409 mostrando a
presença de ferrita e “pits” de corrosão. Aumento: 100X Ataque: acido oxálico 10%...119 Figura 4.38 Macroestrutura após ciclo térmico, segundo a direção do aquecimento
mostrando a linha de soldagem (a), região intermediaria (b) e (c) e final do aquecimento (d). Aumento:12,5X...120 Figura 4.39 Microestrutura do Material AISI 409 nas regiões distantes de 5 e 7mm da linha de soldagem. Ataque: Vilela – Aumento:50X...120
LISTA DE TABELAS
Tabela 1.1 Produção bruta de aço inoxidável no mundo, em milhões de
toneladas...02 Tabela 2.1 Perdas estimadas por convecção e radiação, para diferentes valores
de área de troca de calor e temperatura superficial (Yeung e
Thornton, 1999)...37 Tabela 3.1 Corrente nominal para quatro derivações da máquina de soldagem..43 Tabela 3.2 Características dos instrumentos utilizados no teste a vazio...45 Tabela 3.3 Características dos termopares...49 Tabela 3.4 Características técnicas do medidor de pressão...53 Tabela 3.5 Características da placa de aquisição de dados utilizada para a
aquisição de dados e controle da máquina de solda por pontos....65 Tabela 4.1 Valores experimentais obtidos para o teste à vazio, para as
derivações 1 e 2...73 Tabela 4.2 Valores da resistência (rm), reatância (Xm), indutância (Lm) e
impedância (Zm) de magnetização, ângulo φ0(o), cosφ0, senφ0 para as derivações 1 e 2...75 Tabela 4.3 Valores da relação de transformaçãopara as derivações 1 e 2...75 Tabela 4.4 Valores experimentais obtidos para o teste a vazio, para as
derivações 1 ,2,3 e 4...76 Tabela 4.5 Valores experimentais obtidos para o teste curto circuito, para as
derivações 1 e 2...76
Tabela 4.6 Valores da resistência equivalente (Req), reatância equivalente (Xeq), impedância equivalente (Zeq), ângulo φ0(o), cosφ0 e senφ0 para as derivações 1 e 2...78 Tabela 4.7 Valores experimentais obtidos para o teste curto circuito, para as
derivações 1,2,3 e 4...78 Tabela 4.8 Análise química do aço inoxidável ferrítico AISI 409 em percentagem
em peso...81 Tabela 4.9 Parâmetros utilizados na aplicação da solução de Grong (Grong, 1994) para o modelo de Rosenthal (Rosenthal, 1935)...92 Tabela 4.10 Velocidade de resfriamento em °C/s para os tempos de máquina
ligada de 6,48, 7,59 e 8,18s para às distâncias de 3, 5 e 7mm, sem adição de gás...105 Tabela 4.11 Velocidade de resfriamento em °C/s para os tempos de máquina
ligada de 8s para às distâncias de 3, 5 e 7mm, com vazão de
15l/min...105 Tabela 4.12 Velocidade de resfriamento em °C/s para os tempos de máquina
ligada de 8s para às distâncias de 3, 5 e 7mm, com vazão de
30l/min...106 Tabela 4.13 Valores de A2 enontrados...110 Tabela 4.13 Erro encontrado para os ensaios se adição de gás, para os diversos
tempos de soldagem e distâncias de 3, 5 e 7mm...113 Tabela 4.14 Erro encontrado para os ensaios com vazão de 15l/min, para os
diversos tempos de soldagem e distâncias de 3, 5 e 7mm...114 Tabela 4.15 Erro encontrado para os ensaios com vazão de 30l/min, para os
diversos tempos de soldagem e distâncias de 3, 5 e 7mm...114
Tabela 4.16 Taxa de resfriamento, sem adição de gás, para um tempo de soldagem de 8s, distância de 3, 5 e 7mm e temperaturas de pré-aquecimento de 0, 100, 200 e 300ºC...115 Tabela 4.17 Taxa de resfriamento, com vazão de 15l/min, para um tempo de
soldagem de 8s, distância de 3, 5 e 7mm e temperaturas de pré-aquecimento de 0, 100, 200 e 300ºC...118 Tabela 4.18 Taxa de resfriamento, com vazão de 30l/min, para um tempo de
soldagem de 8s, distância de 3, 5 e 7mm e temperaturas de pré-aquecimento de 0, 100, 200 e 300ºC...118
NOMENCLATURA
A1 = Parâmetro de ajuste do resfriamento A2 = Parâmetro de ajuste do resfriamento Ac = Área da secção reta do condutor (m2) b = Parâmetro de dissipação de calor B = indução (Gauss);
c = Calor específico (J/(Kg.K) Ca = Fração da área de contato cosφ = Fator de potência (º)
cosφ0 = Fator de potência à vazio (º) E = Calor gerado na junta (J)
e
= Espessura de penetração da corrente (m) Es = Energia de soldagem (J)
f = Freqüência de corrente (Hz) G = Condutância elétrica (m-1. Ω−1)
g = Dobro da espessura das chapas soldadas (m)
h = Coeficiente de transferência de calor por convecção (W/(m2.K))
I = Corrente eficaz de Soldagem (A) I0 = Corrente a vazio (A)
I1 = Corrente do primário (A) I2 = Corrente do secundário (A)
Ic = Corrente sobre corpo de prova (A) Icc = Corrente curto-circuito (A)
Im = Corrente de Magnetização (A) Ip = Corrente de Magnetização (A) k = Condutividade térmica (W/(m.K)) k1 = Constante k2 = Constante k3 = Constante K3 = Constante Lc = Comprimento do condutor (m) Lm = Impedãncia de magnetização m = posição do nodo na direção x (m) mm = posição do nodo na direção y (m) n = Número de pontos de contato N = Relação de transformação.
N1 = Número de espiras do enrolamento primário. N2 = Número de espiras do enrolamento secundário. p = intervalo de tempo (s)
P1 = Parâmetro de ajuste do aquecimento P2 = Parâmetro de ajuste do aquecimento Pe = Potência elétrica (W)
Q = Calor transferido às chapas na soldagem (J) q0 = Calor fornecido pela fonte de soldagem (J) q0 = fonte ou sorvedouro de calor (W/m3)
q1 = fonte de calor constante (W/m) q1(t’) = calor fornecido pela fonte (W/m)
Qc = taxa de transferência de calor por convecção (W) Qr = taxa de transferência de calor por radiação (W) R = Resistência elétrica (Ω)
R1 = resistência de contato entre o eletrodo superior e a peça superior (Ω) R2 = resistência da peça superior (Ω)
R3 = resistência de contato entre a peça superior e inferior (Ω) R4 = resistência da peça inferior (Ω)
R5 = resistência de contato entre o eletrodo inferior e a peça inferior (Ω) Req = Resistência equivalente (Ω)
RG = resistor de ganho (Ω).
rm = Resistência de magnetização (Ω) Rt = Resistência elétrica total (Ω)
s = Número de pontos de um intervalo
senφ = Seno do ângulo de defasamento entre a resistência e impedância (º)
senφ0 = Seno do ângulo de defasamento entre a resistência de magnetização (º) T = Temperatura (ºC) ' T = Período (ms) t = Tempo (s) T0 = Temperatura inicial (ºC) Ta = temperatura ambiente (ºC) Tc = temperatura crítica (ºC); TP = temperatura de pico (ºC);
Tp = temperatura indicada/calculada do padrão (ºC); Ts = temperatura superficial da chapa (oC)
V = Tensão elétrica (V)
v0 = Velocidade da fonte (m/s) V0 = Tensão a vazio (V)
V1 = Tensão primária (V) V2 = Tensão secundária (V)
Vc = Tensão sobre corpo de prova (V) Vcc = Tensão de curto-circuito (V)
Wcc =Perdas no teste de curto-circuito (w) Wo = Perdas no ferro (W)
XC = Reatância capacitiva (Ω) Xeq = Reatância equivalente (Ω)
XL = Reatância indutiva (Ω)
Xm = Reatância de magnetização (Ω) y = Espessura das chapas (m) Y = Tensão de escoamento (Pa) Z = Impedância (Ω)
Zeq = Impedância equivalente (Ω) Zm = Impedância de magnetização (Ω) α = Difusividade Térmica (m2/s)
λ = Constante de integração, aproximadamente 4/π; η = Rendimento térmico (%) φ = Ângulo de defasamento (º) µ
= Permeabilidade magnética (H/m) ρ
= Resistividade elétrica (m. Ω) σ = constante de Stefan-Boltzmann (5,67*10-8W/m2k4) ε = emissividade γ = constante de Euler
∆Dp = instabilidade temporal do padrão (“drift”);
∆Vp = correção do voltímetro na medição do padrão (V);
∆Rp = correção do ponto de referência na medição do padrão; ∆Vm = correção do voltímetro na correção do mensurando (V);
XXI
∆Rm = correção do ponto de referência do mensurando; ∆Cm = correção devida ao cabo de compensação (V); ∆F = não uniformidade da temperatura do forno. ∆P = correção do padrão;
Capítulo 1
INTRODUÇÃO
1.1 – Motivação
Os aços inoxidáveis são bastante utilizados pela indústria automobilística em sistemas de exaustão. Isso se explica pelo fato destes aços possuírem maior resistência à corrosão em altas temperaturas. O aumento do uso de aços inoxidáveis na indústria automobilística deve-se às mudanças na legislação de diversos países, que impõem o uso de catalisadores (Barteri et al, 1999). Estes aços são utilizados com mais freqüência nas peças que estão entre o motor e o catalisador, uma vez que qualquer processo de corrosão que se inicie antes do catalisador pode gerar resíduos que ficarão aderidos à superfície do corpo catalítico e diminuir a eficiência da catálise (Baptista, 2002).
As características mais importantes para os aços que compõem o sistema de exaustão são soldabilidade, conformabilidade, resistência à corrosão e mecânica à altas temperaturas. Além disso, devido à acirrada competição entre fabricantes de veículos, o baixo custo se tornou um dos principais requerimentos para a utilização de materiais. Assim, o uso de aços inoxidáveis de baixo custo (como o ferrítico) vem aumentando, incentivando o desenvolvimento em sua performance (Barteri et al, 1999).
Os aços inoxidáveis ferríticos com baixos teores de cromo são de boa resistência à corrosão, boa tenacidade e possuem bom desempenho à altas temperaturas.
A produção mundial bruta de aço inoxidável cresceu 6,7% em 2004 alcançando 24,350 milhões de toneladas métricas no ano (Núcleo Inox, 2005). A Tabela 1.1 mostra a produção bruta de aço inoxidável no mundo.
Tabela 1.1 – Produção bruta de aço inoxidável no mundo, em milhões de toneladas. Ano Região 2001 2002 2003 2004 Europa Ocidental/Africa 8,210 8,628 9,055 9,650 Américas 2,306 2,750 2,851 3,000 Ásia 8,404 9,049 10,645 11,400 Europa/Leste e Central 0,265 0,252 0,277 0,300 Total Mundo 19,185 20,679 22,828 24,350
As Figuras 1.1 e 1.2 mostram, respectivamente, a evolução da produção e o consumo de aços inoxidáveis no Brasil, nos últimos anos. A produção brasileira representa aproximadamente 13,7% do total produzido nas Américas.
Os aços inoxidáveis ferríticos são utilizados para fabricação de tubos para o sistema de exaustão, através do processo de soldagem por indução de alta freqüência. Os equipamentos de soldagem por indução de alta freqüência são automatizados, compactos e de alto valor agregado (American Welding Society, 1991). A alta produtividade do equipamento, entretanto, torna-o inadequado para realização de testes de simulação, uma vez que acarreta em desperdício elevado de matéria-prima, aumentando o custo. Santana et al (Santana, 2003) e Rego (Rego, 2004) fizeram adaptações em uma máquina de soldagem por pontos, para simular o processo de soldagem por indução de alta freqüência. No entanto, foram observadas algumas discrepâncias, especialmente com relação ao tempo de soldagem que é muito elevado em comparação com o tempo do processo real.
Figura 1.1 – Produção brasileira de aços inoxidáveis longos e planos, em toneladas (Núcleo Inox, 2005).
Figura 1.2 – Consumo aparente de aços inoxidáveis longos e planos no Brasil, em toneladas (Núcleo Inox, 2005).
Assim, identificou-se a necessidade de realizar novas implementações na máquina de soldagem, com vistas a se obter uma maior aproximação com o processo industrial.
1.2 – Objetivos
Os objetivos deste trabalho foram:
- Controle do processo de liberação de gás e desenvolvimento de um sistema para controle da temperatura de pré-aquecimento;
- Obtenção das curvas de temperatura versus tempo para diferentes valores de vazão (15 e 30 l/min) e temperaturas de pré-aquecimento (25, 100, 200 e 300°C) em distâncias de 3, 5 e 7mm da linha de soldagem;
- Verificar a validade dos modelos matemáticos existentes na literatura na quantificação dos ciclos térmicos obtidos experimentalmente.
1.3 – Estado da Arte
Os processos de soldagem vêem sendo cada vez mais automatizados, para tal faz-se necessário o conhecimento de sensores, sistemas de aquisição de dados e supervisão além de técnicas de modelagem matemática.
Para que as variáveis sejam bem controladas, faz-se necessário o conhecimento do processo e estudo da viabilidade da automação. Para assegurar uma boa soldagem, o controle e conhecimento do ciclo térmico são fundamentais.
Considerando a inexistência na literatura de um modelo que represente bem o ciclo térmico do processo de soldagem, observa-se a necessidade de desenvolver um modelo a partir de dados experimentais.
1.4 – Escopo da Dissertação
O conteúdo deste trabalho envolve, a modelagem matemática do ciclo térmico de soldagem de topo do aço inoxidável ferrítico 409.
Para a realização deste trabalho foram feitas adaptações ao processo de liberação de gás com medida de pressão e vazão e levantamento da distribuição de temperatura em função do tempo na soldagem, por meio de termopares soldados à chapa, nas distâncias de 3, 5 e 7mm da linha de soldagem, com e sem adição de gás. Com isso, foram obtidos dados experimentais para a modelagem matemática do ciclo térmico do processo de soldagem.
O Capítulo 2 se refere a estudos aprofundados realizados em livros e artigos sobre o aço utilizado, o processo de soldagem, o ciclo térmico e modelos matemáticos já existentes na literatura.
O Capítulo 3 se refere a toda a metodologia e aparato experimental utilizado para a realização dos ensaios.
O Capítulo 4 se refere a todos os resultados obtidos, incluindo gráficos, análises e modelagem proposta.
Capítulo 2
REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 – Aços Inoxidáveis
A corrosão é geralmente entendida como uma destruição parcial ou total de um material, inclusive um metal ou liga metálica, por via química ou eletroquímica. Geralmente, a proteção contra a corrosão é feita criando-se sobre a superfície do metal uma fina película de óxido protetora que separa o metal-base do meio corrosivo denominada camada passiva. Essa camada aparece espontaneamente, quando há presença de cromo e oxigênio (Núcleo Inox, 2005). A Figura 2.1 mostra a existência desta película.
Os aços inoxidáveis possuem em sua composição química o cromo, que é utilizado para conferir propriedades de resistência à corrosão às ligas de ferro. A velocidade e a extensão do ataque dependem da capacidade oxidante do meio circundante. Esses meios corrosivos podem ser classificados em oxidantes, se tendem a tornar passiva uma determinada liga e redutores, se tendem a destruir sua passividade. Assim sendo o aço inoxidável, que é adequadamente empregado em um meio oxidante, perde sua utilidade quando empregado em meios redutores.
Os aços inoxidáveis podem ser divididos, de acordo com a microestrutura e a possibilidade de endurecimento por tratamento térmico em martensíticos, austeníticos, ferríticos e duplex. Os aços martensíticos e ferríticos são ligas básicas de ferro e cromo, já os austeníticos são formados por uma liga de ferro-cromo-níquel, mas todos eles constituem um grupo de ligas especiais desenvolvidas especialmente para resistir à corrosão.
2.1.1 – Aço Inoxidável Ferrítico
Os aços inoxidáveis ferríticos são aços de resistência mecânica mais baixa, principalmente em altas temperaturas e podem conter até 27% de cromo. Os aços inoxidáveis ferríticos são ferro-magnéticos, soldáveis, possuem elevada resistência à corrosão sob tensão, facilmente conformados e mais econômicos, quando comparados com os aços austeníticos (Núcleo Inox, 2005). O teor de carbono é baixo, reduzindo a formação de austenita no aquecimento, tornando-se dessa forma, aços não endurecíveis por têmpera. São utilizados na condição de recozido, onde apresentam melhor resistência à corrosão (Tebecherani, 2003), ou deformados a frio (Chiaverini, 1990).
Os aços inoxidáveis ferríticos podem ter sua tenacidade reduzida associada à formação da fase σ, entre cerca de 820 e 510ºC, e de fase α’ entre cerca de 550 e 320ºC (Modenesi, 2001).
2.1.2 – Soldabilidade do Aço Inoxidável Ferrítico
Os principais problemas de soldabildade nos aços inoxidáveis ferríticos são: perda de ductilidade e tenacidade, sensibilidade à corrosão intergranular e formação de trincas de solidificação. A perda de tenacidade é associada ao aumento do tamanho de grão que ocorre durante a soldagem. A Figura 2.2 mostra o efeito da temperatura no tamanho de grão de dois tipos de aços inoxidáveis ferríticos (Modenesi, 2001). Para reduzir o crescimento de grão, pode-se utilizar, na composição química, Ti, Nb e V, ou menores energias de soldagem, obtendo-se, também, uma diminuição na largura da ZTA (Zona Termicamente Afetada).
Os aços inoxidáveis ferríticos com baixa quantidade de cromo podem apresentar formação de martensita nos contornos de grão na ZTA, acarretando em aumento de dureza e diminuição de ductilidade e da tenacidade.
A sensibilização à corrosão intergranular é causada pela precipitação de carbonetos de cromo nos contornos de grão, causando o empobrecimento de cromo nas regiões imediatamente adjacentes que apresentam uma diminuição na resistência à corrosão e geração de martensita (Nishimoto e Ogawa, 1999). Essa formação de martensita pode ser suprimida através da adição de 0,5% de titânio e até 1% de nióbio (Castro e Cadenet, 1974).
Os problemas de sensibilização nos aços inoxidáveis ferríticos ocorrem durante o resfriamento após aquecimento acima de cerca de 925oC, pois são necessárias maiores temperaturas para solubilizar os elementos intersticiais (Modenesi, 2001). Um método efetivo de melhorar a resistência à corrosão intergranular da junta soldada consiste na redução do conteúdo de carbono e
Figura 2.2 – Crescimento de grão em aço inoxidável ferrítico, de acordo com a temperatura de tratamento: (a) sem nióbio e (b) com 0,6% de Nb e 0,08% de (C+N) (Modenesi, 2001).
nitrogênio do aço, na fixação do carbono e nitrogênio pela adição de Ti e Nb, além de aquecimento pós-soldagem (Nishimoto e Ogawa, 1999).
2.2 – O Processo de Soldagem
Segundo Houldcroft (Houldcroft, 1979), todo processo de soldagem deve preencher os seguintes requisitos:
- Gerar uma quantidade de energia capaz de unir dois materiais, similares ou não;
- Remover as contaminações das superfícies a serem unidas;
- Evitar que o ar atmosférico contamine a região durante a soldagem; - Proporcionar algum grau de controle da microestrutura, para que a solda
alcance as propriedades desejadas, sejam elas físicas, químicas ou mecânicas.
A maioria dos processos de soldagem consiste em aquecer a superfície de contato de metais de modo a levá-los a um estado de fusão ou plasticidade. A região onde ocorre a fusão do metal é denominada junta, que se caracteriza por sua resistência e coesão depois que o metal resfria.
A soldagem se divide basicamente em:
- Processos por pressão: as peças de metais são forçadas uma contra a outra pela aplicação de pressão e, ao mesmo tempo, com o aquecimento ocorre deformação plástica.
- Processo por fusão, a área a ser soldada é aquecida por uma fonte concentrada de calor, levando à fusão localizada do metal, podendo-se adicionar metal de enchimento na junta. O processo por fusão se subdivide em soldagem a gás, a arco, soldagem alumino-térmica, entre outros.
2.2.1 – A soldagem por resistência
A soldagem por resistência compreende um grupo de processos de soldagem nos quais a união de peças metálicas é produzida em superfícies sobrepostas ou em contato topo a topo. Na soldagem por resistência, uma corrente elétrica passa através das faces das peças, que são pressionadas em sua interface de contato, provocando o aquecimento (efeito Joule) e, em alguns casos, fusão das peças a serem unidas. A aplicação de pressão entre as peças garante a continuidade do circuito elétrico e permite a obtenção de soldas com baixo nível de contaminação, seja pela proteção física da solda, ou pela expulsão da região contaminada para fora da junta.
A soldagem de topo por resistência é utilizada para unir arames, tubos, anéis, e tiras de mesma seção transversal. Um bom contato superficial entre as peças é imprescindível para a obtenção de uma solda isenta de descontinuidade e, devido a isso, o processo não é utilizado para peças de seção grande ou com formato complicado e irregular, como, por exemplo, tubos para oleodutos, gasodutos e trilhos.
A soldagem a ponto por resistência elétrica é um processo de alta velocidade, fácil operação e grande adaptabilidade à automação (Fonseca e Bracarense, 1999). O processo de soldagem por pontos é largamente empregado na união de chapas de metal, particularmente na indústria automobilística que prefere o processo por pontos, devido ao fato de ser de operação simples e de baixo custo (Cho e Rhee, 2003). Recentemente, têm sido feitas tentativas para reduzir o número de pontos de solda para aumentar a produtividade (Cho e Rhee, 2002).
A quantidade de calor gerada (E) por efeito Joule na área de contato dos elementos é determinada pela Eq. 2.1:
(2.1) t 2 c 0 E= η
∫
R Idtonde = corrente (A); I
Rc = resistência do circuito na área de contato (Ω); = tempo durante a qual a corrente flui (s); t
η = constante, cujo valor é menor ou igual a um, função das perdas de calor e que varia com as diferentes condições de soldagem e de acordo com os diversos metais.
As principais variáveis da soldagem por resistência são a corrente, a resistência elétrica do circuito, o tempo, a força, a forma e o acabamento superficial nos eletrodos.
O valor da corrente depende da área de contato entre os eletrodos e as peças, ou entre as peças, do material a ser soldado e da espessura deste.
Aumentando-se a intensidade da corrente, pode-se diminuir o tempo de fluxo desta corrente.
No processo de soldagem por pontos, pode ocorrer expulsão de material com a formação de rebarba na interface entre os metais soldados. Este efeito prejudica a qualidade da solda, pois envolve a perda de metal da zona fundida durante a soldagem, podendo acarretar na formação de descontinuidades na solda em alguns casos. A formação da rebarba envolve uma interação entre fatores mecânicos, térmicos e metalúrgicos, além de outros fatores como morfologia das superfícies, resistência da junta e condutividade térmica (Senkara et al, 2004).
2.2.2 – Soldagem por Indução de Alta Freqüência
A soldagem por indução de alta freqüência é um processo de soldagem por deformação pertencente ao segmento de soldagem por resistência elétrica que utiliza o calor gerado na interface dos materiais obtido através de um fluxo magnético, de alta freqüência, produzindo circulação de corrente, através do material, simultaneamente com a aplicação de pressão. A potência necessária para aquecer o metal de base neste processo é função de diversas variáveis, tais como espessura da tira, velocidade da tira, ângulo formado pelas bordas da tira, comprimento das bordas e alinhamento das extremidades da tira (Choi et al, 2004).
No processo de soldagem por indução de alta freqüência, não há contato direto entre o indutor e a peça soldada. A corrente é induzida na junta por meio de
uma bobina, e a freqüência da corrente varia usualmente entre 100 e 500kHz (Rudd, 1957). A Eq. 2.2 mostra a relação entre a espessura (e) ou profundidade de penetração da corrente induzida e sua freqüência (Scott, 1996). G f 1 e µ π = (2.2) onde f= freqüência (Hz);
µ = permeabilidade magnética do metal base; G = condutividade elétrica do metal base (Ω-1).
Percebe-se que, para freqüências elevadas, tem-se uma pequena penetração da corrente na peça. Isto constitui uma vantagem do processo, na medida em que o calor gerado concentra-se em regiões menores e a zona termicamente afetada obtida é menor. Além disso, o aquecimento localizado do metal base se traduz em uma grade eficiência do processo (Choi et al, 2004).
A soldagem por alta freqüência é utilizada industrialmente para a fabricação de tubos. A Figura 2.3 mostra um esquema do arranjo utilizado para esta finalidade. O tubo se desloca entre os rolos de conformação, que são responsáveis por aplicar pressão na junta, e a corrente elétrica é induzida através da bobina. Outro elemento mostrado na Fig. 2.3 é o “impider”.
Ao soldar pelo processo de indução de alta freqüência, é possível que haja circulação de corrente nas paredes internas do tubo, além das paredes externas.
Esta corrente circula em paralelo com a corrente de soldagem e pode acarretar em substanciais perdas de energia nas extremidades da junta.
Figura 2.3 – Soldagem por indução de alta freqüência de tubos indicando os principais componentes do processo (Santana, 2003).
Uma vez que a energia perdida não aquece efetivamente a junta, é necessário que haja redução da velocidade de soldagem ou aumento da potência, de modo que a temperatura de soldagem seja alcançada. Para minimizar a perda, o “impider” é colocado no interior do tubo, próximo à região da solda.
O “impider” aumenta a reatância indutiva do percurso da corrente no interior do tubo, reduzindo a circulação indesejável da corrente, e possibilitando o aumento da velocidade de soldagem ou a diminuição da potência.
Os “impiders” são usualmente ferríticos em sua constituição e são geralmente resfriados de modo a se manterem abaixo do ponto Curie (temperatura em que ocorre perda de propriedades magnéticas).
2.3 – Máquina de Soldagem por Pontos
O equipamento para soldagem por resistência deve apresentar três sistemas básicos: elétrico, mecânico e de controle.
O sistema elétrico consiste em uma fonte de energia, conexões e eletrodos. As máquinas de corrente alternada são do tipo energia direta, sendo que a corrente de soldagem é fornecida diretamente por um transformador monofásico.
A máquina de soldagem por pontos possui partes móveis tais como os eletrodos e os braços. Os eletrodos são feitos de ligas que têm elevada condutividade térmica e elétrica, geralmente à base de cobre, além de serem resistentes à deformação e ao desgaste, mesmo em temperaturas relativamente elevadas. A geometria dos eletrodos tem influência na qualidade
da solda produzida e deve ser otimizada para cada aplicação. O papel dos eletrodos na soldagem é conduzir a corrente elétrica, aplicar força no local a ser soldado e dissipar parte do calor gerado durante a soldagem. São projetados para densidades de corrente entre 800 a 10000A/cm2 e pressões entre 70 e 400MPa sem se deformar. Não podem formar liga com o metal a ser soldado. O sistema mecânico consiste de um chassi, que suporta o transformador e outros componentes dos sistemas elétricos e de controle, e de um dispositivo para a fixação das peças e aplicação de pressão. O sistema de controle pode atuar sobre o tempo de soldagem e sobre a ação mecânica da aplicação da força do eletrodo.
2.3.1 – O Transformador da Máquina de Soldagem a Pontos
A máquina de soldagem a ponto é, em geral, basicamente um transformador monofásico (Fig. 2.4). Como pode ser observado, este é composto de dois enrolamentos: o primário e o secundário. Uma aplicação de tensão no primário gera, através do campo magnético φ, uma tensão e uma corrente no secundário, que são, respectivamente, a tensão e a corrente de soldagem. Existe uma relação de transformação entre o primário e o secundário dada pela Eq. 2.3 (Martignoni, 1973): 2 1 1 2 1 2
I
V
N
I
=
V
=
N
(2.3)onde V1 e V2= tensão primária e secundária, respectivamente (V);
Figura 2.4 – Representação dos principais componentes de um transformador monofásico (Martignoni, 1973).
Para se obter as características elétricas da máquina são realizados o teste a vazio e o teste em curto-circuito.
2.3.1.1 – Teste a Vazio
Na operação a vazio é verificado que o enrolamento do primário do transformador é percorrido por uma corrente de magnetização. Essa corrente deve figurar no cálculo da corrente do primário da seguinte forma (Eq. 2.4):
m
I
N
N
I
I
=
+
1 2 2 1 (2.4)onde I2 = corrente secundária (A);
N1 = número de espiras do primário; N2 = número de espiras do secundário;
m
I = corrente de magnetização (A).
O teste a vazio possibilita determinar a corrente a vazio (I0), as perdas magnéticas (W0) e o fator de potência a vazio (cos φ0). Os parâmetros elétricos necessários à elaboração do circuito equivalente a vazio, tais como resistência de magnetização (rm) e indutância de magnetização (xm), podem então ser determinados. A Figura 2.5 mostra o circuito equivalente a vazio. A partir da medição da tensão (V0), da corrente (I0), da potência absorvida (Wo) e das Eqs. 2.5, 2.6, 2.7, 2.8 e 2.9 determinam-se os parâmetros necessários a elaboração do circuito equivalente a vazio.
Figura 2.5 – Circuito equivalente referido ao lado primário obtido no teste a vazio.
Fazem parte do circuito equivalente, a reatância de magnetização (Xm), a resistência de magnetização (rm). 0 2 1
W
V
r
m=
( 2.5) 0 1I
r
V
m=
φ
cos
( 2.6)φ
sen
0 1I
V
X
m=
( 2.7)f
X
L
m mπ
2
=
( 2.8)Z
m=
X
m2+
r
m2 ( 2.9)onde V0 = tensão a vazio (V);
rm = resistência de magnetização (Ω). I0 = corrente a vazio (A);
cosφ0 = fator de potência a vazio;
senφ0 = seno do ângulo de defasamento entre a resistência de magnetização e a reatância de magnetização;
Xm = reatância de magnetização (Ω); f = freqüencia (Hz);
2.3.1.2 – Teste em curto-circuito
O teste em curto-circuito possibilita a determinação dos parâmetros, resistência (Req) e reatância (Xeq) equivalentes, necessários à construção do seu circuito equivalente. As Figuras 2.6 e 2.7 mostram o circuito equivalente em curto-circuito e o diagrama vetorial entre a resistência (Req) e a reatância (Xeq), impedância (Zeq) equivalentes e o ângulo de defasamento φ.
A partir da obtenção, no teste em curto-circuito, da tensão (Vcc), da corrente primária (Icc), e das perdas (Wcc), pode-se calcular, através das Eqs. 2.10, 2.11, 2.12 e 2.13, a impedância equivalente (Zeq), o fator de potência (cosφ), a resistência (Req) e a reatância (Xeq) equivalentes.
cc cc eq
I
V
Z
=
( 2.10) cc cc ccI
V
W
=
φ
cos
( 2.11)R
eq=
Z
eqcos
φ
( 2.12)X
eq=
Z
eqsen
φ
( 2.13) onde Vcc = tensão (V); Icc = corrente (A);senφ = seno do ângulo de defasamento entre a resistência equivalente e a impedância equivalente;
Figura 2.6 – Circuito equivalente referido ao lado primário obtido no teste em curto-circuito
Figura 2.7 – Diagrama vetorial entre a resistência equivalente, reatância equivalente e impedância equivalente.
2.4 – Resistência de Contato
A resistência elétrica de todo circuito secundário é importante devido às elevadas correntes de soldagem. Quando as peças a serem soldadas já estão unidas mecanicamente através da pressão exercida pelos eletrodos, pode-se dizer que a resistência entre eletrodos é um conjunto de cinco resistências elétricas, sendo a resistência total dada pela soma das parciais (Fig. 2.8).
5 4 3 2 1 T R R R R R R = + + + + (2.14)
onde R1 = resistência de contato entre o eletrodo e a peça superior (Ω); R2 = resistência da peça superior (Ω);
R3 = resistência de contato entre a peça superior e inferior (Ω); R4 = resistência da peça inferior (Ω);
R5 = resistência de contato entre o eletrodo inferior e a peça inferior (Ω). De todas as resistências, R3 é a mais importante, porque é neste local que se formará o ponto e, conseqüentemente, a geração de calor para ocorrer a fusão localizada. As resistências R1 e R5 tornam-se importantes nos casos de metais com pouca resistividade elétrica. Os valores de R1 e R5 devem ser mantidos o mais baixo possível para evitar excessiva geração de calor na região de contato eletrodo-peça, bem como aumentar a vida útil do eletrodo.
As resistências R2 e R4 não têm praticamente influência nos estágios iniciais da soldagem, porém, são importantes nos estágios finais (Wainer et al, 1992).
Figura 2.8 – Esquema das resistências elétricas na soldagem por resistência a ponto (Wainer et al, 1992)
A resistência elétrica de um determinado condutor é dada pela Eq. 2.15: c c L R A = ρ (2.15)
onde ρ= resistividade do material (Ω.m); Lc = comprimento do condutor (m); Ac = área da seção reta do condutor (m2).
A variação da resistência elétrica na soldagem, devido à geração de calor pelo efeito Joule pela passagem da corrente de soldagem, é um dos fatores mais importantes na formação da zona fundida. Muitos problemas podem ocorrer na medida da resistência devido aos elementos de reatância indutiva do circuito elétrico. Uma maneira de adquirir a resistência de contato sem a influência de ruídos indutivos é usar o valor eficaz de tensão e de corrente (Cho e Rhee, 2002).
A resistência de contato constitui o ponto de maior resistência elétrica do circuito secundário no início do processo. Isso é causado pela existência de filmes de óxidos não condutores e outras partículas na superfície da peça. Estudos teóricos, complementados com fatores de correção experimentais, indicam para a resistência de contato, o valor dado pela Eq. 2.16 (Wainer et al, 1992), válida no intervalo de pressão:
0
,
8
Y
>
P
≥
0
,
3
Y
:p
nC
Y
R
π
ρ
85
,
0
=
(2.16)onde ρ= resistividade elétrica dos materiais em contato (Ωm); n = número de pontos por unidade de área;
Cp= fração de área metálica condutora em contato; característica do estado superficial das peças em contato;
Y = limite de escoamento (kgf/cm2).
Para valores próximos do limite de escoamento, ou mesmo acima dele, a Eq. 2.16 é válida, pois a condutividade aumenta de forma aproximadamente linear com a pressão. Essa equação não é válida para o alumínio, possivelmente devido ao óxido que se forma na superfície das chapas (Wainer et al, 1992). Outro aspecto a ser ressaltado é a variação da resistência com a temperatura, dada por (Wainer et al, 1992):
3 ) 30 T ( 2 k 1exp k k R= − − + (2.17)
onde T = temperatura (oC) e k1 ,k2 e k3 = constantes para cada material;
Na e Park (Na e Park, 1996) discutem a variação da resistência dinâmica (resistência total) durante o processo de soldagem por pontos. A Figura 2.9 mostra a evolução da resistência dinâmica com o tempo. No começo do processo, observa-se que há um decréscimo no valor da resistência até que seja atingido um valor mínimo. Este fenômeno é atribuído à presença de filmes entre as peças, assim como entre o material e os eletrodos, que são eliminados nos instantes iniciais da solda. O fato da resistência dinâmica aumentar gradativamente com o tempo de soldagem é devido ao aumento na resistividade elétrica dos materiais envolvidos que aumenta com a temperatura. Por outro lado, à medida que a temperatura cresce, observa-se uma diminuição na resistência mecânica dos materiais. A partir da Fig. 2.9, pode-se inferir que o aumento da resistividade elétrica dos materiais configura um efeito dominante em relação à
Figura 2.9 – Resistência dinâmica medida durante a soldagem por pontos e modelada por elementos finitos (Na e Park, 1996).de óxidos e outras impurezas existentes na interface dos materiais soldados.
queda na resistência de contato, explicando o aumento observado na resistência dinâmica.
2.5 – O Calor na Soldagem
O ciclo térmico na soldagem influencia diretamente na estrutura e, portanto, nas propriedades finais da junta. Ele consiste da etapa de aquecimento do material, obtenção da máxima temperatura no ciclo e a etapa de resfriamento gradual. A microestrutura formada na ZTA depende dos seguintes fatores (Lomozik, 2000):
- Temperatura máxima do ciclo térmico; - Taxa e tempo de resfriamento;
- Composição química do material soldado.
O ciclo térmico produz na zona termicamente afetada (ZTA) para aços, tanto durante o aquecimento como durante o resfriamento, várias alterações estruturais que afetam significativamente as propriedades mecânicas do material, tais como austenitização, formação e dissolução de carbonetos, crescimento de grão, etc. A Figura 2.10 mostra aspectos importantes relativos ao ciclo térmico.
A temperatura de pico (TP), que é a temperatura máxima atingida em um ponto, diminui com a distância ao centro da solda, e indica a extensão das regiões afetadas pelo calor de soldagem. O tempo de permanência (tP) refere-se ao tempo em que um ponto fica submetido a temperaturas superiores a uma
temperatura mínima para ocorrer uma alteração de interesse, chamada temperatura crítica (TC).
A velocidade de resfriamento é caracterizada pelo tempo necessário (∆t) para o ponto resfriar de uma temperatura T1 à outra T2. Usualmente, T1 e T2 são, respectivamente, 800 e 500oC.
A Figura 2.11 mostra as principais transformações estruturais ocorridas durante um ciclo térmico na zona fundida de um aço baixo carbono, devido ao processo de soldagem.
Na ZTA, o aquecimento é realizado a uma temperatura acima da temperatura crítica, com isso ocorre austenitização do aço, sendo este o ponto de partida para as transformações posteriores, as quais serão definidas pela velocidade do resfriamento da junta, levando o material a adquirir diferentes propriedades. Na fase do aquecimento devem ser consideradas a velocidade de aquecimento e a temperatura máxima atingida.
Do ponto de vista metalúrgico, é muito importante conhecer os picos de temperatura e as velocidades de resfriamento a que são submetidos os materiais em processamento, uma vez que, dessas variáveis, dependerão as propriedades finais da região processada.
O cômputo desses valores poderá ser efetuado a partir da curva temperatura versus tempo, uma vez que nela pode-se determinar a máxima temperatura alcançada e as velocidades de resfriamento em cada instante, no ramo descendente da curva representativa do ciclo térmico (Figs. 2.10 e 2.11).
Figura 2.11 – Diagrama esquemático mostrando diferentes alterações que ocorrem em um ponto na zona fundida da solda de um aço baixo carbono (Marques, 1991).
Conforme pode ser observado na Fig. 2.12 (a), cada uma das regiões numeradas representa um tipo de transformação metalúrgica. Na Figura 2.12 (b) é mostrado um esquema da distribuição de temperatura na soldagem por pontos. As regiões mostradas nesta figura são:
- Região 1: região não afetada;
- Região 2: zona onde se forma ferrita e austenita no aquecimento, podendo dar, no resfriamento, perlita e martensita, dependendo da velocidade de resfriamento;
- Região 3: região de austenitização completa e abaixo da temperatura de fusão;
- Região 4: região onde ocorrem as reações no estado sólido, difusão de carbono e outros elementos;
- Região 5: zona fundida.
Além dos problemas metalúrgicos causados pelos ciclos térmicos durante a soldagem, outros fenômenos podem provocar efeitos danosos como a ocorrência de deformações plásticas e, conseqüentemente, o aparecimento de tensões residuais na junta soldada e suas adjacências.
Informações sobre o ciclo térmico são necessárias para se quantificar a forma da solda, largura da ZTA, as propriedades do metal de solda e da ZTA, difusão e processos termomecânicos, entre outros (Karkhin e Pilipenko, 1996).
(a) (b)
Figura 2.12 – Distribuição da temperatura na soldagem por pontos (Wainer et al, 1992).
Na maioria dos processos de soldagem o calor é um elemento essencial à execução de uniões soldadas, mas pode, por outro lado, representar fonte potencial de problemas devido à sua influência direta nas transformações metalúrgicas e nos fenômenos mecânicos que ocorrem na zona de solda. Esses efeitos são conseqüências dos ciclos térmicos e das temperaturas a que a zona de solda é submetida.
Os fatores mais importantes que devem ser considerados no estudo da transferência de calor em juntas soldadas são (Wainer et al, 1992):
- Aporte de energia ou de calor à junta soldada; - Rendimento térmico;
- Distribuição e picos de temperatura (ciclo térmico) durante a soldagem; - Tempo de permanência acima dessas temperaturas críticas;
- Velocidade de resfriamento da zona soldada.
Há uma relação de causa e efeito entre o aporte de energia à junta soldada e o rendimento térmico e a distribuição de temperatura e tempo de permanência. Yeung e Thornton (Yeung e Thornton, 1999) mostraram que as perdas de calor por convecção e radiação não são significativas no caso da soldagem por pontos, onde a potência empregada para o aquecimento da junta é geralmente da ordem de kW. A Tabela 2.1 mostra uma estimativa das perdas por convecção e radiação para diferentes valores de área de troca de calor e temperatura superficial.
Tabela 2.1 – Perdas estimadas por convecção e radiação, para diferentes valores de área de troca de calor e temperatura superficial (Yeung e Thornton, 1999).
Temperatura (K)
Área (mm2)
Perda por Convecção (W)
Perda por Radiação (W) 1018 6,86 0,12 0,41 957 15,04 0,25 0,71 855 22,74 0,32 0,68 651 190,15 1,70 1,86 549 94,24 0,60 0,45 446 127,42 0,49 0,23
Estes valores foram calculados através de uma análise em regime permanente, usando as Eqs. 2.18 e 2.19 para a convecção e radiação, respectivamente.
Q
c=
hA
(
T
s−
T
a)
(2.18)(
4 4)
a s rA
T
T
Q
=
σε
−
(2.19)onde Qc = taxa de transferência de calor por convecção (W); Qr = taxa de transferência de calor por radiação (W);
h = coeficiente de transferência de calor por convecção (W/m2 oC); σ = 5,67 x 10-8 W/m2K4(constante de Stefan-Boltzmann);
ε = emissividade;
Ts = temperatura superficial da chapa (oC); Ta = temperatura ambiente (ºC).
Estes resultados apontam para um modelo de soldagem que leve em conta apenas a condução de calor através do sólido, desprezando as perdas de calor para o ambiente (Yeung e Thornton, 1999).
A condução de calor através de um sólido, no domínio do tempo t, referido a um sistema cartesiano (x,y,z) pode ser expresso pela equação:
t
T
c
q
z
T
k
z
y
T
k
y
x
T
k
x
∂
∂
=
+
∂
∂
∂
∂
+
∂
∂
∂
∂
+
∂
∂
∂
∂
1 0ρ
(2.20)onde T = variável representado a temperatura (oC); t = tempo (s);
k = condutividade térmica (W/(moC)); ρ1 = massa específica (kg/m3);
q0 = fonte ou sorvedouro de calor (Wm3);
c = calor específico do material no estado sólido (J/(kgoC)).
Grong (Grong, 1994) propôs uma solução para este modelo considerando fluxo unidirecional na direção y (Fig. 2.13). Assim, a Eq. 2.22 se transforma em:
∂
∂
=
∂
∂
2 2y
T
t
T
α
(2.23) onde T = temperatura (oC) t = tempo (s) α = difusividade térmica (m2/s);Figura 2.13 – Modelo para o estudo da condução de calor unidirecional (Grong, 1994).
cuja solução genérica é dada por:
−
=
−
t
y
t
B
T
α
4
exp
2 2 / 1 0T
(2.24) onde T = temperatura (oC); T0 = temperatura inicial (oC); t = tempo (s).O parâmetro B se relaciona com a quantidade total de energia entregue à junta a partir de um instante inicial sendo calculado através da Eq.2.25.
2 1 2 1 1
2
A
ρ
c
α
π
Q
=
B
(2.25)onde α= difusividade térmica (m2/s); A=área (m2);
c = calor específico do material (J/(Kg.K); ρ1 = massa específica do material (kg/m3);
Entretanto, tem-se que esta energia é igual à potência elétrica dissipada. Então:
Q
I
Rdt
(2.26) t∫
=
0 2η
onde η = rendimento térmico; = corrente de soldagem (A); I
= tempo de soldagem (s);
R = resistência elétrica total (Ω);
A difusividade térmica pode ser calculada pela Eq.2.27.
1
k c α =
ρ (2.27)
onde: = condutividade térmica (W/(m.K)); k = massa específica do material (kg/m
1
ρ 3);
= calor específico do material (J/(Kg.K); c
Machado (Machado, 2000), define o estado permanente como aquele no qual o campo de temperaturas, associado à fonte de energia, não varia com o tempo. Estando a posição da fonte de energia fixa em relação ao sólido, este estado é denominado estacionário. Este estado estacionário é alcançado apenas quando tÆ ∞.
Nas condições de estado estacionário, se o corpo perde calor uniformemente, o resfriamento é dado por (Machado, 2000):
) bt exp( T T= 0 ⋅ − (ºC) (2.29) onde T = temperatura (ºC);
T0 é a temperatura inicial do corpo (de pré-aquecimento) (ºC); t = tempo (s);
b = parâmetro de dissipação de calor através da superfície (1/s) b é dado por: c g h b 1 2 ρ = (1/s) (2.30)
onde h = coeficiente de dissipação de calor através da superfície; g = espessura da chapa (m);
ρ1 = massa específica do material (kg/m3); c = calor específico (J/(kgoC)).
As taxas de resfriamento provocadas pela soldagem são elevadas em certas regiões do metal base e, na maioria dos aços, as transformações de fase mais importantes ocorrem em intervalos de temperatura entre 800 e 500oC.
METODOLOGIA EXPERIMENTAL
3.1- Materiais e Métodos Experimentais
Os corpos-de-prova utilizados nos experimentos foram feitos de aço inoxidável ferrítico AISI 409, na forma de chapa com dimensões 50x20x1,6mm (Figura 3.1). A preparação dos corpos-de-prova foi feita através de corte, seguido do fresamento da superfície. A Figura 3.2 mostra a máquina utilizada nos experimentos, isto é, um transformador monofásico, cujo funcionamento é baseado em fenômenos de mútua indução, presentes entre dois circuitos isolados eletricamente, porém conectados magneticamente. A máquina de soldagem por pontos possui em seu enrolamento primário quatro derivações, cujas correntes nominais, conforme especificação do fabricante, estão mostradas na Tab. 3.1.
Tabela 3.1 – Corrente nominal para as quatro derivações da máquina de soldagem.
Derivação Corrente Nominal (A)
1 30
2 40 3 50 4 60
Figura 3.1 – Dimensões dos corpos-de-prova de aço inoxidável AISI 409, utilizados nos experimentos.
Figura 3.2 – Máquina de soldagem a ponto utilizada nos experimentos, evidenciando o sistema de garras de fixação.
Santana e Modenesi (Santana, 2002) desenvolveu a parte mecânica desse equipamento, modificando-o através da inserção de garras, instalação de célula de carga e temporizador. Foi feita a medição da zona termicamente afetada pela medida da largura da região oxidada na superfície dos corpos-de-prova, sem o conhecimento do ciclo térmico. Rêgo (Rêgo, 2004) desenvolveu a parte elétrica e eletrônica do equipamento e o projeto do circuito de alimentação para o controle da corrente e tensão de alimentação da máquina de soldagem. Foi elaborado, também, um software para obtenção dos dados de controle do processo de soldagem.
A máquina funcionou sem refrigeração o que provocou um curto no primário, sendo necessário reenrolar a bobina do transformador. Como resultado, algumas de suas características elétricas foram alteradas, o que levou a realização de testes a vazio e curto-circuito para levantar essas novas características. A Figura 3.3 mostra o circuito montado para a realização do ensaio a vazio, para obtenção dos valores de corrente total a vazio (I0), tensão no primário (V0), tensão no secundário (V2), e perdas (W0).
As características dos instrumentos usados estão mostradas na Tab. 3.2.
Tabela 3.2 – Características dos instrumentos utilizados nos testes à vazio e curto circuito .
Instrumento Quant Fabricante Modelo Tipo Escala Precisão Osciloscópio 01 Tektronik TDS220 Digital --- ±0,1%
Voltímetro 01 GOERZ 444322 Analógico 0 a 300V ±0,2% Amperímetro 01 GOERZ 444352 Analógico 0 a 5 A ±0,2%
Voltímetro 01 Tektronic PMM914 Digital
Watímetro 01 GOERZ 444383 Analógico 0 a 750W ±0.2% Varivolt 01 SPT --- VME381 ---
---Figura 3.3 – Circuito elétrico utilizado para realização dos testes a vazio da máquina de soldagem e obtenção dos oscilogramas da tensão e corrente primária nas derivações 1 e 2.
O teste em curto circuito foi realizado para obter os valores de corrente no primário (Icc), tensão no primário em curto circuito (Vcc), corrente no secundário (I) e perdas em curto circuito.
A Figura 3.4 mostra a montagem do circuito para realizar o teste em curto circuito.
Rêgo (Rêgo, 2004) obteve o perfil térmico da junta e desenvolveu a modelagem matemática correspondente ao ciclo de aquecimento. As propriedades mecânicas da junta soldada e a própria qualidade da solda do aço inoxidável AISI 409 podem depender da taxa de resfriamento durante e após soldagem.
Como mencionado, os objetivos deste trabalho foram a modelagem matemática do ciclo térmico durante o processo de soldagem de topo do aço AISI 409, a automação do processo de liberação de gás de proteção e desenvolvimento de um sistema de controle da temperatura de pré-aquecimento nas chapas.
As etapas envolvidas para a se alcançar esses objetivos foram:
• Projeto e execução de um sistema de pré-aquecimento, composto de um varivolt e um transformador para controle da temperatura;
• Adaptações mecânicas de uma válvula reguladora de pressão, uma válvula solenóide, um medidor de pressão e um medidor de vazão, para desenvolvimento de um sistema automatizado para controle da vazão e pressão do gás de proteção durante o processo de soldagem;
• Elaboração do software para controlar o pré-aquecimento e a abertura da válvula de liberação do gás no processo de soldagem;
Figura 3.4 – Circuito elétrico utilizado no teste curto circuito da máquina de soldagem e obtenção dos oscilogramas da tensão e corrente primária para as derivações 1 e 2.
• Obtenção das curvas de temperatura, tensão, corrente, pressão do gás em função do tempo durante o processo de soldagem;
• Análise metalográfica da junta soldada;
• Desenvolvimento de um modelo matemático que represente o ciclo térmico do processo.
3.2 - Mensuração da Temperatura
Após o seu fresamento, as chapas foram fixadas através de parafusos nas garras de cobre. Os termopares foram soldados às distâncias de 3, 5 e 7mm da linha de soldagem, através de descarga capacitiva (Figuras 3.5 e 3.6). A Tabela 3.3 mostra os dados das características dos termopares tipo K utilizados.
Tabela 3.3 – Características dos termopares
Tipo Faixa de Temperatura Limites de Erro
K 0 a 1260ºC ±2,2ºC ou ±0,75%
Este termopar possibilita a medição de temperatura em um intervalo adequado ao processo de soldagem, no qual se observa temperaturas de pico superiores a 1000ºC.
Figura 3.5 – Esquema do posicionamento dos termopares no corpo-de-prova e garras de fixação das chapas.
Figura 3.6 – Esquema do posicionamento dos termopares no corpo-de-prova e garras de fixação das chapas, durante os experimentos.
