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CARLOS EDUARDO AGUIAR LIMA RODRIGUES
AVALIAÇÃO CINEMÁTICA E DINÂMICA DA
TRANSFERÊNCIA METÁLICA NA SOLDAGEM
MIG/MAG
UNIVERSIDADE FEDERAL DE UBERLÂNDIA
FACULDADE DE ENGENHARIA MECANICA
2007
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CARLOS EDUARDO AGUIAR LIMA RODRIGUES
AVALIAÇÃO CINEMÁTICA E DINÂMICA DA TRANSFERÊNCIA
METÁLICA NA SOLDAGEM MIG/MAG
Tese apresentada ao Programa de Pós-
graduação em Engenharia Mecânica da
Universidade Federal de Uberlândia, como
parte dos requisitos para obtenção do título de
DOUTOR EM ENGENHARIA MECÂNICA.
Área de concentração: Materiais e Processos
de Fabricação.
Orientador: Prof. Dr. Américo Scotti.
UBERLANDIA-MG
2007
FICHA CATALOGRÁFICA
Dados Internacionais de Catalogação na Publicação (CIP)
R696a
Rodrigues, Carlos Eduardo Aguiar Lima, 1977-
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica na
soldagem mig/mag / Carlos Eduardo Aguiar Lima Rodrigues.- 2007.
264 f. : il.
Orientador: Américo Scotti.
Tese (doutorado) – Universidade Federal de Uberlândia, Programa de
de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica.
Inclui bibliografia.
1. Soldagem - Teses. 2. Alumínio - Soldagem - Teses. I. Scotti, Amé-
rico. II. Universidade Federal de Uberlândia. Programa de Pós-Graduação
em Engenharia Mecânica. IV. Título.
CDU: 621.791
Elaborada pelo Sistema de Bibliotecas da UFU / Setor de Catalogação e Classificação
CARLOS EDUARDO AGUIAR LIMA RODRIGUES
AVALIAÇÃO CINEMÁTICA E DINÂMICA DA TRANSFERÊNCIA METÁLICA NA
SOLDAGEM MIG/MAG.
Tese APROVADA
pelo Programa de Pós-
graduação em Engenharia Mecânica da
Universidade Federal de Uberlândia.
Área de concentração: Materiais e Processos de
Fabricação.
Banca Examinadora:
______________________________
Prof. Dr. Américo Scotti – UFU – Orientador
______________________________
Prof. Dr. Cícero Murta Diniz Starling – UFMG – Membro
______________________________
Prof. Dr. Sérgio Rodrigues Barra – SENAI – Membro
______________________________
Prof. Dr. Louriel Oliveira Vilarinho – UFU – Membro
______________________________
Prof. Dr. Valtair Antonio Ferraresi – UFU – Membro
Uberlândia, 19 de outubro de 2007.
Dedicada à inspiradora memória de Juracy Domingos Lima, minha avó.
AGRADECIMENTOS
A Deus.
Aos meus pais, por todas as lições, por seu exemplo e pelo apoio especial nas horas
difíceis.
À minha esposa e meu filho pelo incentivo e apoio em todos os momentos.
Aos meus irmãos, padrinhos, tios e primos pelo incentivo e apoio nos momentos difíceis.
Ao CNPq pelo suporte financeiro.
À FEMEC/UFU pela oportunidade de realizar o curso.
Ao Prof. Scotti pelos ensinamentos, a orientação, a paciência, as discussões, por sua
grande colaboração e atenção, e por sua amizade.
Aos membros da banca pela sua generosa contribuição para este trabalho.
Ao Prof. Jesualdo pelos ensinamentos, pelo incentivo à realização deste curso e por sua
amizade.
Ao Prof. Modenesi e ao Prof. Valtair por sua contribuição na discussão dos resultados.
Aos meus outros professores pelos ensinamentos.
Aos amigos Temico, Alessandra, Alexandre, Venceslau, Ilvan e Peter pela sua amizade
fraterna, sua ajuda técnica, e pelos momentos de descontração.
Aos Professores do Laprosolda Valtair e Louriel pelos ensinamentos, ajuda técnica e por sua
amizade.
Ao Coordenador Márcio Bacci e ao Colegiado do Programa de Pós-graduação por atender
aos meus pedidos de prorrogação de prazo.
Aos engenheiros Glaumo e Leonardo, e aos inspetores Daybson, Neto e Alexandre pelo
incentivo, compreensão e por absorverem meus compromissos e minhas responsabilidades na
Petrobras enquanto me ausentei para trabalhar na tese em Mossoró, Fortaleza e Uberlândia.
Aos colegas do Laprosolda Diandro, Clayton, Vinícius, Celina, Tereza, André Richett, André
Luiz, João, José, Lazinho, Ruhan, Admilson, entre outros, pela colaboração no dia-a-dia.
Aos bolsistas Pedro, Marcos Vinícius, Oreste, Nike, Rangel, Marden, Diego, Fernanda,
Tiago, André, Douglas e muitos outros pela colaboração no dia-a-dia.
Aos amigos do Engesolda/UFC Cleiton, Willys, Hélio, Marcelo e Rodrigo pelo incentivo.
Aos demais colegas pelas horas de descontração.
RODRIGUES, C. E. A. L. Avaliação Cinemática e Dinâmica da Transferência Metálica na
Soldagem MIG/MAG. 2007. 150 f. Tese de Doutorado, Universidade Federal de Uberlândia,
Uberlândia.
Resumo
Com o intuito de aprofundar o conhecimento da transferência metálica em MIG/MAG goticular e
fornecer dados para aprimorar a elaboração de modelos da mesma, foram realizados
experimentos com eletrodos de aço (polaridade inversa, gás de proteção Ar+5%O
2
) e alumínio
(polaridade inversa, gás de proteção Ar), experimentos com eletrodo de aço e vários gases de
proteção (polaridade inversa, gases de proteção Ar+5%O
2
+de 0 a 25%He), e experimentos com
eletrodo de aço em polaridade direta (gás de proteção Ar+5%O
2
). As soldas, em posição plana,
foram filmadas em alta velocidade através da técnica da perfilografia. Determinou-se
experimentalmente características da transferência metálica (diâmetro das gotas e sua freqüência
de destacamento e o comprimento do arco elétrico), bem como as características cinemáticas e
dinâmicas das transferências metálicas obtidas nesses experimentos (velocidade de chegada das
gotas à poça de fusão; aceleração média das gotas durante a trajetória; quantidade de movimento
efetiva das gotas) e a geometria dos cordões de solda, comparados sempre que possível a
resultados experimentais e numéricos disponíveis na literatura. Os resultados mostraram que a
corrente e o comprimento do arco influenciam as características cinemáticas e dinâmicas das
gotas em todas as condições estudadas, que o gás de proteção não exerce influência
significativa nas características avaliadas, que a polaridade do eletrodo só afeta as
características cinemáticas e dinâmicas no modo de transferência globular e que a quantidade
de movimento efetiva das gotas influencia claramente a penetração do cordão de solda apenas
quando associada à mudança no modo de transferência de globular para goticular.
Adicionalmente, a corrente de soldagem afetou a penetração das soldas, mesmo utilizando-se
aproximadamente o mesmo calor imposto, o comprimento do arco afetou a penetração das soldas
de aço e alumínio e com diferentes gases de proteção, o gás de proteção não exerceu influência
nos valores da penetração, mas alterou a forma do cordão e a polaridade não exerceu influência
na penetração da solda, mas apenas na sua largura e reforço, sendo mais esbelto o cordão de
solda em polaridade direta.
Palavras Chave: Soldagem MIG/MAG. Transferência Metálica. Alumínio. Gás de proteção.
Polaridade.
RODRIGUES, C. E. A. L. Dynamic and cinematic evaluation of MIG/MAG metal transfer.
2007. 150 f. Ph.-D. Dissertation, Federal University of Uberlandia. Uberlandia.
Abstract
The goal of this work is to improve the knowledge of the metal transfer in MIG/MAG welding and
supply data to improve the elaboration of its models. In this intention, experiments were
accomplished with steel (inverse polarity; Ar+5%O
2
shield gas) and aluminum (inverse polarity, Ar
shield gas) electrodes, with steel electrode and several shield gases (inverse polarity, Ar+5%O
2
+ of
0 to 25%He shield gases) and experiments with steel electrode in direct polarity (Ar+5%O
2
shield
gas). The flat position welds were filmed by a high-speed video camera using the shadowgraph
technique. Kinematics and dynamics characteristics of metal transfers in those experiments were
obtained experimentally (droplets arrival speed in the weld pool, in flight droplets average
acceleration, effective quantity of movement), and the weld geometry, and compared whenever
possible with experimental and numeric results available in literature. The results showed that the
weld current influences the kinematics and dynamics characteristics of the drops in all of studied
conditions, that the arc length influences the cinematic characteristics and dynamics in the welds
with steel and aluminum electrodes, and in the steel welds with different shield gasses; that the
shield gas doesn't exercise significant influence in the appraised characteristics, and that the
current polarity only affects the cinematic characteristics and dynamics in globular transfer mode.
Additionally, the welding current affects the weld penetration despite the use of approximately the
same heat input, the arc length affect the steel and aluminum weld penetration and with different
shield gasses, the shield gas didn't exercise influences in the values of the penetration but it
altered the form of the weld and the current polarity didn't exercise influences the weld penetration,
but just in width and reinforcement, being more slender the weld bead in direct polarity.
Key words: MIG/MAG welding. Metal Transfer. Aluminum. Shield Gas. Polarity.
Sumário
Capítulo 1 ....................................................................................................................................1
1. Introdução............................................................................................................................1
1.1 Contextualização, motivação e objetivo.........................................................................1
1.2 Descrição do conteúdo apresentado.............................................................................. 3
Capítulo 2 ....................................................................................................................................5
2. Revisão Bibliográfica..........................................................................................................5
2.1 Modelos referentes à soldagem MIG/MAG....................................................................6
2.2 Observação e mensuração de gotas em movimento................................................... 17
2.3 Considerações finais....................................................................................................25
Capítulo 3 ..................................................................................................................................26
3. Metodologia e Procedimento Experimental....................................................................26
3.1 Determinação dos parâmetros para soldar com diferentes comprimentos de arco e
valores de corrente ................................................................................................................. 27
3.2 Caracterização da transferência metálica....................................................................29
3.2.1. Filmagem em alta velocidade das transferências metálicas...............................................30
3.2.2. Medição das características cinemáticas das gotas em transferência...............................33
3.3 Determinação da característica dinâmica das gotas em transferência........................35
3.4 Medição das características geométricas das soldas..................................................36
Capítulo 4 ..................................................................................................................................38
4. Avaliação do Sistema para Quantificar as Características Cinemáticas das Gotas...38
4.1 Metodologia de avaliação............................................................................................. 39
4.2 Resultados ................................................................................................................... 39
4.3 Conclusão .................................................................................................................... 45
Capítulo 5 ..................................................................................................................................47
5. Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica em MIG/MAG com arame-
eletrodo de aço carbono..........................................................................................................47
5.1 Planejamento Experimental ......................................................................................... 47
5.2 Caracterização geométrica da transferência metálica ................................................. 50
5.3 Medição das características cinemáticas das gotas .................................................... 52
5.3.1. Avaliação da velocidade de chegada da gota à poça de fusão..........................................58
5.3.2. Avaliação da aceleração média da gota durante a trajetória..............................................60
5.4 Caracterização Geométrica dos cordões de solda ...................................................... 63
5.5 Quantidade de Movimento Efetiva das gotas em transferência...................................68
5.6 Conclusões Parciais..................................................................................................... 72
5.6.1. Relacionando-se os parâmetros de entrada (corrente e comprimento do arco) com as
características cinemáticas: ................................................................................................................72
5.6.2. Relacionando os parâmetros de entrada (corrente e comprimento de arco) com as
características dinâmicas:...................................................................................................................73
5.6.3. Relacionando os parâmetros de entrada (corrente e comprimento do arco) com as
características geométricas dos cordões:...........................................................................................73
5.6.4. Relacionando as características dinâmicas e a geometria do cordão de solda:................73
Capítulo 6 ..................................................................................................................................74
6. Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica em MIG/MAG com arame
eletrodo de alumínio.................................................................................................................74
6.1 Planejamento Experimental ......................................................................................... 74
6.2 Caracterização geométrica da transferência metálica ................................................. 76
6.3 Medição das características cinemáticas das gotas .................................................... 78
6.3.1. Avaliação da velocidade de chegada das gotas à poça de fusão...................................... 81
6.3.2. A aceleração das gotas durante a trajetória....................................................................... 83
6.4 Caracterização geométrica dos cordões de solda ....................................................... 85
6.5 Quantidade de Movimento Efetiva das gotas em transferência................................... 90
6.6 Conclusões parciais ..................................................................................................... 94
6.6.1. Relacionando os parâmetros de entrada (corrente e comprimento de arco) com as
características cinemáticas:................................................................................................................ 94
6.6.2. Relacionando os parâmetros de entrada (corrente e comprimento de arco) com as
características dinâmicas: .................................................................................................................. 94
6.6.3. Relacionando os parâmetros de entrada (corrente e comprimento do arco) com a
geometria da solda ............................................................................................................................. 94
6.6.4. Relacionando as características dinâmicas e a geometria da solda.................................. 95
Capítulo 7 ..................................................................................................................................96
7. Efeito do gás de proteção sobre as características cinemáticas e dinâmicas da
transferência metálica..............................................................................................................96
7.1 Planejamento Experimental ......................................................................................... 96
7.2 Caracterização geométrica da transferência metálica ................................................. 98
7.3 Comportamento cinemático das gotas e sua velocidade de chegada à poça de fusão
102
7.4 Caracterização geométrica dos cordões de solda ..................................................... 107
7.5 Quantidade de Movimento Efetiva das gotas em transferência................................. 113
7.6 Conclusões Parciais................................................................................................... 116
7.6.1. Relacionando os parâmetros de entrada (composição do gás de proteção e comprimento
de arco) com as características cinemáticas:................................................................................... 116
7.6.2. Relacionando os parâmetros de entrada (composição do gás de proteção e comprimento
de arco) com as características dinâmicas: .....................................................................................116
7.6.3. Relacionando os parâmetros de entrada (composição do gás de proteção e comprimento
de arco) com a geometria da solda:................................................................................................. 116
7.6.4. Relacionando as características dinâmicas com a geometria da solda:.......................... 117
Capítulo 8 ................................................................................................................................118
8. Efeito da polaridade da corrente nas características cinemáticas e dinâmicas da
transferência metálica de um eletrodo de aço carbono .....................................................118
8.1 Planejamento Experimental ....................................................................................... 120
8.2 Caracterização geométrica da transferência metálica ............................................... 122
8.3 Medição das características cinemáticas das gotas .................................................. 123
8.3.1. Avaliação da velocidade de chegada das gotas à poça de fusão.................................... 125
8.3.2. Avaliação da aceleração das gotas durante a trajetória................................................... 127
8.4 Caracterização geométrica dos cordões de solda ..................................................... 128
8.5 Quantidade de Movimento Efetiva das gotas em transferência................................. 131
8.6 Conclusões parciais ................................................................................................... 133
8.6.1. Relacionando os fatores de entrada (corrente e polaridade) com as características
cinemáticas:......................................................................................................................................133
8.6.2. Relacionando os fatores de entrada (corrente e polaridade) com as características
dinâmicas:.........................................................................................................................................133
8.6.3. Relacionando os fatores de entrada (corrente e polaridade) com a geometria da solda:134
8.6.4. Relacionando as características dinâmicas com a geometria da solda:.......................... 134
Capítulo 9 ................................................................................................................................135
9. Considerações Finais .....................................................................................................135
Capítulo 10 ..............................................................................................................................139
10. Conclusões...................................................................................................................139
10.1 Relacionando-se os parâmetros de entrada (corrente, comprimento do arco, material
do eletrodo, composição do gás de proteção e polaridade) com as características
cinemáticas: .......................................................................................................................... 139
10.2 Relacionando-se os parâmetros de entrada (corrente, comprimento do arco, material
do eletrodo, composição do gás de proteção e polaridade) com as características dinâmicas:
139
10.3 Relacionando-se os parâmetros de entrada (corrente, comprimento do arco, material
do eletrodo, composição do gás de proteção e polaridade) com a geometria da solda:......139
10.4 Relacionando-se as características dinâmicas e a geometria dos cordões de solda:140
Capítulo 11 ..............................................................................................................................142
11. Propostas para trabalhos futuros..............................................................................142
Capítulo 12 ..............................................................................................................................143
12. Referências Bibliográficas..........................................................................................143
Anexos.....................................................................................................................................150
13. Anexo I – Oscilogramas: Comportamento dinâmico da fonte de soldagem .........151
13.1 Soldagens realizadas na Avaliação Cinemática da Transferência Metálica com aço-
carbono .................................................................................................................................151
13.2 Soldagens realizadas na avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica
com eletrodo de alumínio...................................................................................................... 155
13.3 Soldagens realizadas na avaliação do efeito do gás de proteção nas características
cinemáticas e dinâmicas da transferência metálica com eletrodo de aço carbono ..............158
13.4 Soldagens em polaridade direta................................................................................. 164
14. Anexo II: Relatório Interno LAPROSOLDA/UFU/009/2005 .......................................166
Lista de Tabelas
Tabela 4.1 – Medidas do diâmetro das esferas utilizadas em função do diâmetro nominal
crescente e da ampliação da imagem................................................................................. 41
Tabela 4.2 – Medidas da aceleração da gravidade em função de “falsas gotas” com diâmetro
nominal crescente e da ampliação da imagem ................................................................... 42
Tabela 5.1 – Parâmetros de soldagem monitorados em função dos valores de regulagem (AWS
ER70S-6, ∅1,2 mm, gás de proteção Ar + 5%O
2
).............................................................. 48
Tabela 5.2 – Características geométricas das transferências metálicas.................................... 51
Tabela 5.3 – Relação entre a freqüência esperada de destacamento e a freqüência real. ....... 52
Tabela 5.4 – Velocidade de chegada: medidas, médias e resultado da ANOVA (V
CHE
–
I x comprimento do arco (análogo à DBCP))....................................................................... 58
Tabela 5.5 – Velocidade de chegada: medidas, médias e resultado da ANOVA (V
CHE
–
comprimento do arco (análogo à DBCP) x I). .................................................................... 59
Tabela 5.6 – Aceleração média: medidas, médias e resultado da ANOVA (A
MED
– I x
Comprimento do arco (DBCP)). .......................................................................................... 62
Tabela 5.7 – Aceleração média: medidas, médias e resultado da ANOVA (A
MED
– DBCP x I)..62
Tabela 5.8 – Geometria dos cordões de solda: medidas realizadas.......................................... 64
Tabela 5.9 – Níveis de significância “p” obtidos pela ANOVA.................................................... 66
Tabela 5.10 – Características da transferência e as características dinâmicas das gotas ........ 69
Tabela 5.11 – Valores normalizados de I, a, Qe; valores preditos e observados de P.............. 71
Tabela 6.1 – Planejamento experimental para soldagens com diferentes comprimentos de arco
e níveis de corrente............................................................................................................. 75
Tabela 6.2 – Parâmetros de regulagem para as soldagens e valores monitorados. ................. 75
Tabela 6.3 – Filmagens realizadas dispostas em função da DBCP e da corrente de soldagem.
............................................................................................................................................ 76
Tabela 6.4 – Características geométricas das transferências metálicas.................................... 77
Tabela 6.5 – Relação entre a freqüência esperada de destacamento e a freqüência real. ....... 78
Tabela 6.6 – Velocidade de chegada: medidas, médias e resultado da ANOVA (V
CHE
–
I x Comprimento de arco).................................................................................................... 82
Tabela 6.7 – Velocidade de chegada: medidas, médias e resultado da ANOVA (V
CHE
–
comprimento de arco x I)..................................................................................................... 83
Tabela 6.8 – Aceleração média: medidas, médias e resultado da ANOVA (V
CHE
–
I x Comprimento do arco).................................................................................................... 84
Tabela 6.9 – Aceleração média: medidas, médias e resultado da ANOVA (V
CHE
– Comprimento
do arco x I). ......................................................................................................................... 84
Tabela 6.10 – Geometria dos cordões de solda: medidas realizadas........................................ 87
Tabela 6.11 – Geometrias obtidas dos cordões dispostas em função do comprimento do arco e
da corrente de soldagem..................................................................................................... 87
Tabela 6.12 – Níveis de significância “p” obtidos pela ANOVA.................................................. 87
Tabela 6.13 – Características das transferências e características dinâmicas das gotas. ........ 91
Tabela 6.14 – Valores normalizados de I, a e Qe; valores preditos e observados de P............ 93
Tabela 7.1 – Combinação de DBCP com as composições de gás utilizadas. ........................... 96
Tabela 7.2 – Parâmetros de soldagem regulados e monitorados durante a avaliação do efeito
do teor de He....................................................................................................................... 97
Tabela 7.3 – Filmagens realizadas dispostas em função da DBCP e da composição do Gás de
proteção utilizado. ............................................................................................................... 99
Tabela 7.4 – Características geométricas das transferências metálicas para as diferentes
composições do gás de proteção........................................................................................ 99
Tabela 7.5 – Relação entre a freqüência de destacamento esperada (f
ESP
) e a observada (f).101
Tabela 7.6 – Velocidade de chegada: medidas; médias e resultado da ANOVA..................... 107
Tabela 7.7 – Geometria dos cordões de solda: medidas realizadas........................................ 109
Tabela 7.8 – Macrografias dos cordões de solda..................................................................... 109
Tabela 7.9 – Níveis de significância obtidos pela ANOVA. ...................................................... 110
Tabela 7.10 – Características de transferência metálica e de dinâmica das gotas.................. 114
Tabela 8.1 – Planejamento experimental. ................................................................................ 121
Tabela 8.2 – Parâmetros de regulagem para as soldagens e valores monitorados. ............... 121
Tabela 8.3 – Filmagens realizadas........................................................................................... 122
Tabela 8.4 – características geométricas das transferências metálicas. ................................. 123
Tabela 8.5 – Relação entre a freqüência esperada de destacamento e a freqüência real. ..... 123
Tabela 8.6 – Velocidades de chegada: medidas, médias e resultado da ANOVA...................126
Tabela 8.7 – Aceleração média: medidas, médias e resultado da ANOVA. ............................ 127
Tabela 8.8 – Medidas das características geométricas dos cordões de solda. ....................... 128
Tabela 8.9 – Geometrias obtidas dos cordões de solda (imagens em ampliações diferentes).
........................................................................................................................................... 128
Tabela 8.10 – Níveis de significância “p” obtidos pela ANOVA................................................ 129
Tabela 8.11 – Características da transferência metálica e características dinâmicas das gotas.
........................................................................................................................................... 132
Tabela 9.1 – Efeito dos parâmetros de entrada sobre as características cinemáticas. ........... 135
Tabela 9.2 – Efeito dos parâmetros de entrada sobre Qe........................................................ 136
Tabela 9.3 – Efeito dos parâmetros de entrada sobre a geometria das soldas. ...................... 138
Tabela 9.4 – Efeito da característica dinâmica sobre a penetração das soldas.......................138
Lista de Figuras
Figura 2.1 – Efeito da consideração da convecção na poça no modelo de Kim & Na (1995)...... 7
Figura 2.2 – Efeito da consideração de uma estimativa do momentum das gotas no modelo de
Kim & Na (1995).................................................................................................................... 7
Figura 2.3 – Seqüência de queda de uma gota e as distribuições de temperatura e velocidades
do fluxo fluido obtidos por Wang & Tsai (2001). ................................................................... 8
Figura 2.4 – Dados experimentais e curvas levantadas por regressão utilizados no modelo de
Kim et al. (2003). ................................................................................................................... 9
Figura 2.5 – Verificação da acuidade do modelo de Kim et al. (2003) em diversas condições de
soldagem. As isotermas apresentadas estão em K. ........................................................... 10
Figura 2.6 – Resultado experimental e simulado do modelo de Miyasaka et al (2006) para
juntas de topo...................................................................................................................... 11
Figura 2.7 – Resultado experimental e simulado de Miyasaka et al (2006) para soldagem
multipasse. .......................................................................................................................... 11
Figura 2.8 – Distribuição de temperatura durante a transferência metálica obtida por Hu & Tsai
(2007a). ............................................................................................................................... 12
Figura 2.9 – Distribuição de corrente no arco durante a transferência metálica obtida por Hu &
Tsai (2007a). ....................................................................................................................... 12
Figura 2.10 – Distribuição de velocidades do fluxo durante a transferência metálica obtida por
Hu & Tsai (2007a) ............................................................................................................... 13
Figura 2.11 – Distribuição de pressão no arco durante a transferência metálica obtida por Hu &
Tsai (2007) .......................................................................................................................... 13
Figura 2.12 – Distribuição de temperatura no eletrodo, gota e poça durante a transferência
metálica. Adaptado de Hu & Tsai (2007b). ......................................................................... 14
Figura 2.13 – Velocidades do metal na gota e poça de fusão durante a transferência metálica.
Adaptado de Hu & Tsai (2007b).......................................................................................... 15
Figura 2.14 – Perfil simulado do cordão de solda de MIG/MAG em aço carbono obtido por Hu &
Tsai (2007). ......................................................................................................................... 16
Figura 2.15 – Avaliação do modelo de Murray & Scotti (1999). ................................................. 16
Figura 2.16 – Efeito da Corrente e do Gás de proteção sobre a freqüência de destacamento
das gotas (Rhee & Kannatey-Asibu, 1992) ......................................................................... 19
Figura 2.17 – Efeito da corrente e do comprimento energizado de eletrodo sobre a freqüência
de destacamento das gotas (Rhee & Kannatey-Asibu, 1992). ........................................... 20
Figura 2.18 – Curvas posição da gota em função do tempo (Rhee & Kannatey-Asibu, 1992). .20
Figura 2.19 – Comparação dos resultados de Hu & Tsai (2007b) com os de Jones et al (1998).
............................................................................................................................................ 21
Figura 2.20 – Acelerações médias das gotas durante a trajetória apresentadas por Rhee &
Kannatey-Asibu (1992)........................................................................................................ 22
Figura 2.21 – Velocidade das gotas logo após o destacamento para os diâmetros de eletrodo
0,9 mm e 1,2 mm (Lin et al, 2001). ..................................................................................... 22
Figura 2.22 – Comparação entre os valores preditos e medidos da velocidade das gotas após o
destacamento para os diâmetros de eletrodo 0,9 mm e 1,2 mm (Lin et al, 2001). ............. 23
Figura 2.23 – Curvas ajustadas de trajetórias de gotas em transferência levantadas por Jones
et al (1998c). ....................................................................................................................... 24
Figura 2.24 – Velocidades das gotas obtidas por Jones et al (1998c)....................................... 24
Figura 2.25 – Aceleração total das gotas durante a trajetória, e aceleração devida ao jato de
plasma, obtidas por Jones et al (1998c). ............................................................................ 25
Figura 3.1 – Representação esquemática da adequação dos parâmetros de soldagem. ......... 28
Figura 3.2 – Técnica de filmagem Perfilografia. (Vilarinho, 2000).............................................. 30
Figura 3.3 – Tela de apresentação do Vídeo Analisador da transferência metálica. ................. 32
Figura 3.4 – Ambiente de análise do programa. ........................................................................ 33
Figura 3.5 – Critérios para medição do comprimento do arco em soldagens com transferências
metálicas por vôo livre. (adaptado de Maia, 2001).............................................................. 33
Figura 3.6 – Seqüência de localização de alvos nas imagens de transferência metálica, com a
definição, na gota em transferência, de um alvo por quadro. ............................................. 34
Figura 3.7 – Curva típica posição versus tempo de uma gota em transferência........................ 34
Figura 3.8 – Características Geométricas do cordão de solda................................................... 37
Figura 4.1 – Esquema da bancada utilizada para avaliar os erros de medida das gotas .......... 39
Figura 4.2 – Ilustração de imagens usadas para medição dos diâmetros das “falsas gotas”. ... 40
Figura 4.3 – Curvas posição x tempo obtidas com esferas de todos tamanhos em queda livre,
medidas com ampliação média...........................................................................................43
Figura 4.4 – Curvas posição x tempo obtidas com esferas de todos tamanhos em queda livre,
medidas com ampliação maior............................................................................................ 43
Figura 4.5 – Curvas obtidas para a “falsa gota” de 0,7 mm. ...................................................... 44
Figura 4.6 - Curvas obtidas para a “falsa gota” de 1,3 mm ........................................................ 44
Figura 4.7 - Curvas obtidas para a “falsa gota” de 1,9 mm ........................................................ 44
Figura 4.8 - Curvas obtidas para a “falsa gota” de 2,4 mm ........................................................ 45
Figura 4.9 - Curvas obtidas para a “falsa gota” de 3,2 mm ........................................................ 45
Figura 5.1 – Características estáticas dos arcos obtidos. .......................................................... 49
Figura 5.2 – Comparação das relações entre corrente e taxa de fusão obtidos (pontos cheios) e
os dados de Modenesi & Reis (2005) ................................................................................. 49
Figura 5.3 – Filmagens realizadas dispostas em função da DBCP e da corrente de soldagem.
............................................................................................................................................. 51
Figura 5.4 – Curvas posição x tempo, teste A. I = 200 A; DBCP = 18 mm (a = 3,9 mm)........... 53
Figura 5.5 – Curvas posição x tempo, teste B. I = 200 A; DBCP = 22 mm. (a = 9 mm).............54
Figura 5.6 – Curvas posição x tempo, teste C. I = 200 A; DBCP = 26 mm. (a = 14,5 mm)........ 54
Figura 5.7 – Curvas posição x tempo, teste D. I = 250 A; DBCP = 18 mm. (a = 3,7 mm).......... 55
Figura 5.8 – Curvas posição x tempo, teste E. I = 250 A; DBCP = 22 mm. (a = 9,3 mm).......... 55
Figura 5.9 – Curvas posição x tempo, teste F. I = 250 A; DBCP = 26 mm. (a = 13,2 mm)........56
Figura 5.10 – Curvas posição x tempo, teste G. I = 300 A; DBCP = 18 mm. (a = 4,7 mm) ....... 56
Figura 5.11 – Curvas posição x tempo, teste H. I = 300 A; DBCP = 22 mm. (a = 9,5 mm)........ 57
Figura 5.12 – Curvas posição x tempo, teste I. I = 300 A; DBCP = 26 mm. (a = 12,3 mm) ....... 57
Figura 5.13 – Ilustração do efeito do parabolismo das curvas posição x tempo sobre a
velocidade das gotas em transferência. (I = 250 A; a = 13,2 mm)......................................57
Figura 5.14 – Efeito de “I” e do comprimento do arco sobre “V
CHE
”............................................ 60
Figura 5.15 – Efeito do diâmetro das gotas sobre V
CHE
.............................................................. 60
Figura 5.16 – Efeito de “I” e do comprimento do arco sobre “A
MED
”. .......................................... 63
Figura 5.17 – Geometria obtida nos cordões de solda............................................................... 65
Figura 5.18 – Efeito de “I” e do comprimento do arco sobre a penetração. ............................... 66
Figura 5.19 – Efeito de “I” e do comprimento do arco sobre o reforço.......................................66
Figura 5.20 – Efeito de “I” e do comprimento do arco sobre a largura.......................................67
Figura 5.21 – Efeito de “I” e do comprimento do arco sobre a área total da solda..................... 67
Figura 5.22 – Efeito de “I” e do comprimento do arco (análogo a DBCP) sobre a área fundida.68
Figura 5.23 – Efeito da Quantidade de Movimento das gotas impingindo na poça de fusão
sobre a penetração.............................................................................................................. 70
Figura 5.24 – Efeito da taxa de quantidade de movimento das gotas sobre a penetração do
cordão de solda................................................................................................................... 70
Figura 5.25 – Efeito da Quantidade de Movimento Efetiva das gotas impingindo na poça de
fusão sobre a penetração.................................................................................................... 71
Figura 5.26 – Penetração predita pela Equação 5.1 versus valores experimentais (R
2
= 0,94).72
Figura 6.1 – Pistola tipo “push-pull” inclinada de 15º na direção “empurrando”......................... 75
Figura 6.2 – Características estáticas dos arcos obtidos. .......................................................... 76
Figura 6.3 – Curvas posição x tempo. I = 130 A; DBCP = 18 mm. (a = 6,9 mm)....................... 78
Figura 6.4 – Curvas posição x tempo. I = 130 A; DBCP = 22 mm. (a = 8 mm).......................... 79
Figura 6.5 – Curvas posição x tempo. I = 180 A; DBCP = 18 mm. (a = 5,5 mm)....................... 79
Figura 6.6 – Curvas posição x tempo. I = 180 A; DBCP = 22 mm. (a = 9,4 mm)....................... 80
Figura 6.7 – Curvas posição x tempo. I = 230 A; DBCP = 18 mm. (a = 7,1 mm)....................... 80
Figura 6.8 – Curvas posição x tempo. I = 230 A; DBCP = 22 mm. (a = 7,7 mm)....................... 81
Figura 6.9 – Efeito de I do comprimento de arco sobre V
CHE
. .................................................... 83
Figura 6.10 – Efeito de I e do comprimento do arco sobre A
MED
. ............................................... 85
Figura 6.11 – Efeito de I e do comprimento do arco sobre a penetração................................... 88
Figura 6.12 – Efeito de I do comprimento do arco sobre o reforço. ........................................... 88
Figura 6.13 – Efeito de I do comprimento do arco sobre a largura. ........................................... 89
Figura 6.14 – Efeito de I do comprimento do arco sobre a área adicionada.............................. 89
Figura 6.15 – Efeito de I do comprimento do arco sobre a área fundida.................................... 90
Figura 6.16 – Efeito da Quantidade de Movimento das gotas impingindo na poça de fusão
sobre a penetração. ............................................................................................................ 91
Figura 6.17 – Efeito da Taxa de Quantidade de Movimento das gotas sobre a penetração do
cordão de solda................................................................................................................... 92
Figura 6.18 – Efeito da Quantidade de Movimento efetiva das gotas impingindo na poça de
fusão sobre a penetração.................................................................................................... 92
Figura 6.19 – Penetração predita pela equação 6.1 versus valores experimentais (R
2
= 0,96). 93
Figura 7.1 – Tensão medida durante as soldagens para cada DBCP e Gás de proteção......... 98
Figura 7.2 – Comprimento do arco (a), diâmetro das gotas (d) e freqüência de destacamento (f)
versus Comprimento do arco e Composição do Gás de Proteção. .................................. 100
Figura 7.3 – Posição versus tempo das gotas nas condições dadas de composição do gás de
proteção e DBCP. (a = 7,7 mm)........................................................................................ 103
Figura 7.4 – Posição versus tempo das gotas nas condições dadas de composição do gás de
proteção e DBCP.(a = 10,9 mm)....................................................................................... 103
Figura 7.5 – Posição versus tempo das gotas nas condições dadas de composição do gás de
proteção e DBCP. (a = 7,8 mm)........................................................................................ 103
Figura 7.6 – Posição versus tempo das gotas nas condições dadas de composição do gás de
proteção e DBCP. (a = 11,0 mm)...................................................................................... 104
Figura 7.7 – Posição versus tempo das gotas nas condições dadas de composição do gás de
proteção e DBCP. (a = 6,9 mm)........................................................................................ 104
Figura 7.8 – Posição versus tempo das gotas nas condições dadas de composição do gás de
proteção e DBCP. (a = 10,2 mm)...................................................................................... 104
Figura 7.9 – Posição versus tempo das gotas nas condições dadas de composição do gás de
proteção e DBCP. (a = 7,1 mm)........................................................................................ 105
Figura 7.10 – Posição versus tempo das gotas nas condições dadas de composição do gás de
proteção e DBCP. (a = 9,6 mm)........................................................................................ 105
Figura 7.11 – Posição versus tempo das gotas nas condições dadas de composição do gás de
proteção e DBCP. (a = 6,9 mm)........................................................................................ 105
Figura 7.12 – Posição versus tempo das gotas nas condições dadas de composição do gás de
proteção e DBCP. (a = 11,7 mm)...................................................................................... 106
Figura 7.13 – Posição versus tempo das gotas nas condições dadas de composição do gás de
proteção e DBCP. (a = 5,9 mm)........................................................................................ 106
Figura 7.14 – Posição versus tempo das gotas nas condições dadas de composição do gás de
proteção e DBCP. (a = 11,3 mm)...................................................................................... 106
Figura 7.15 – Efeito da composição do gás de proteção e do comprimento de arco sobre V
CHE
.
.......................................................................................................................................... 107
Figura 7.16 – Efeito do Gás de Proteção e do comprimento do arco sobre a Penetração. ..... 110
Figura 7.17 – Efeito do Gás de Proteção e do comprimento do arco sobre o Reforço............ 111
Figura 7.18 – Efeito do Gás de Proteção e do comprimento do arco sobre a Largura. ........... 111
Figura 7.19 – Efeito do Gás de Proteção e do comprimento do arco sobre a Área Total........ 112
Figura 7.20 – Efeito do Gás de Proteção e do comprimento do arco sobre a Área Fundida... 112
Figura 7.21 – Efeito do Gás de Proteção e do Comprimento do arco sobre a Área Adicionada.
.......................................................................................................................................... 113
Figura 7.22 – Penetração e Quantidade de Movimento em função da Composição do Gás... 114
Figura 7.23 – Penetração e Taxa de Quantidade de Movimento em função da Composição do
Gás....................................................................................................................................115
Figura 7.24 – Penetração e Quantidade de Movimento Efetiva em função da composição do
gás..................................................................................................................................... 115
Figura 8.1 – Gota assimetricamente repelida e o ponto catódico (Lancaster, 1984). .............. 118
Figura 8.2 – Gota assimetricamente repelida e o ponto catódico (Talkington, 1998). ............. 119
Figura 8.3 – Características da soldagem em CC+ (inversa) e CC- (direta) (Talkington, 1998).
........................................................................................................................................... 120
Figura 8.4 – Observação do arco voltaico em CC-, I = -200 A................................................. 122
Figura 8.5 – Observação do arco voltaico em CC-, I = -250 A................................................. 122
Figura 8.6 – Curvas posição x tempo, I = 200 A. (a = 14,5 mm) .............................................. 124
Figura 8.7 – Curvas posição x tempo I = -200 A. (a = 12,5 mm)..............................................124
Figura 8.8 – Curvas posição x tempo, I = 250 A. (a = 13,2 mm) .............................................. 125
Figura 8.9 – Curvas posição x tempo, I = -250 A. (a = 12,2 mm).............................................125
Figura 8.10 – Efeito da Corrente e da Polaridade sobre V
CHE
..................................................126
Figura 8.11 – Efeito da corrente e da polaridade sobre A
MED
................................................... 127
Figura 8.12 – Efeito da corrente e da polaridade sobre P........................................................129
Figura 8.13 – Efeito da corrente e da polaridade sobre R........................................................ 130
Figura 8.14 – Efeito da corrente e da polaridade sobre L. ....................................................... 130
Figura 8.15 – Efeito da corrente e da polaridade sobre A
F
.......................................................131
Figura 8.16 – Efeito da polaridade e Q sobre a penetração da solda. ..................................... 132
Figura 8.17 – Efeito da polaridade e T sobre a penetração da solda.......................................132
Figura 8.18 – Efeito da polaridade e Qe sobre a penetração da solda. ................................... 133
Figura 13.1 – Comportamento dinâmico do experimento A (I
REG
= 200 A; DBCP = 18 mm) ... 151
Figura 13.2 – Comportamento dinâmico do experimento B (I
REG
= 200 A; DBCP = 22 mm) ... 151
Figura 13.3 – Comportamento dinâmico do experimento C (I
REG
= 200 A; DBCP = 26 mm) ... 152
Figura 13.4 – Comportamento dinâmico do experimento D (I
REG
= 250 A; DBCP = 18 mm) ... 152
Figura 13.5 – Comportamento dinâmico do experimento E (I
REG
= 250 A; DBCP = 22 mm) ... 153
Figura 13.6 – Comportamento dinâmico do experimento F (I
REG
= 250 A; DBCP = 26 mm).... 153
Figura 13.7 – Comportamento dinâmico do experimento G (I
REG
= 300 A; DBCP = 18 mm)... 154
Figura 13.8 – Comportamento dinâmico do experimento H (I
REG
= 300 A; DBCP = 22 mm) ... 154
Figura 13.9 – Comportamento dinâmico do experimento I (I
REG
= 300 A; DBCP = 26 mm)..... 155
Figura 13.10 – Comportamento dinâmico da soldagem com I
REG
= 130 A e DBCP = 18 mm. 155
Figura 13.11 – Comportamento dinâmico da soldagem com I
REG
= 180 A e DBCP = 18 mm. 156
Figura 13.12 – Comportamento dinâmico da soldagem com I
REG
= 230 A e DBCP = 18 mm. 156
Figura 13.13 – Comportamento dinâmico da soldagem com I
REG
= 130 A e DBCP = 22 mm. 157
Figura 13.14 – Comportamento dinâmico da soldagem com I
REG
= 180 A e DBCP = 22 mm. 157
Figura 13.15 – Comportamento dinâmico da soldagem com I
REG
= 230 A e DBCP = 22 mm. 158
Figura 13.16 – Comportamento dinâmico para DBCP = 18 mm e gás Ar + 5%O
2
. ................. 158
Figura 13.17 – Comportamento dinâmico para DBCP = 18 mm e gás Ar + 5%O
2
+ 5% He.... 159
Figura 13.18 – Comportamento dinâmico para DBCP = 18 mm e gás Ar + 5%O
2
+ 10% He.. 159
Figura 13.19 – Comportamento dinâmico para DBCP = 18 mm e gás Ar + 5%O
2
+ 15% He.. 160
Figura 13.20 – Comportamento dinâmico para DBCP = 18 mm e gás Ar + 5%O
2
+ 20% He.. 160
Figura 13.21 – Comportamento dinâmico para DBCP = 18 mm e gás Ar + 5%O
2
+ 25% He.. 161
Figura 13.22 – Comportamento dinâmico para DBCP = 26 mm e gás Ar + 5%O
2
. ................. 161
Figura 13.23 – Comportamento dinâmico para DBCP = 26 mm e gás Ar + 5%O
2
+ 5% He.... 162
Figura 13.24 – Comportamento dinâmico para DBCP = 26 mm e gás Ar + 5%O
2
+ 10% He.. 162
Figura 13.25 – Comportamento dinâmico para DBCP = 26 mm e gás Ar + 5%O
2
+ 15% He.. 163
Figura 13.26 – Comportamento dinâmico para DBCP = 26 mm e gás Ar + 5%O
2
+ 20% He.. 163
Figura 13.27 – Comportamento dinâmico para DBCP = 26 mm e gás Ar + 5%O
2
+ 25% He.. 164
Figura 13.28 – Comportamento dinâmico da soldagem com I
REG
= -200 A e DBCP = 26 mm.164
Figura 13.29 – Comportamento dinâmico da soldagem com I
REG
= -250 A e DBCP = 26 mm.165
Lista de Símbolos
U
REF
Tensão de referência
DBCP Distância bico-de-contato peca
Va Velocidade de alimentação do arame eletrodo
I Corrente
CEF Característica estática da fonte
A Comprimento do arco
C Consumo, Taxa de Fusão do eletrodo
l
Comprimento energizado de eletrodo, “stick-out”
α, β
Constantes da equação do consumo
ρ
Resistividade/ Densidade
ND Densidade neutra
H Horizontal
V Vertical
Dpi Pontos por polegada
Tiff Formato de arquivo de imagem
∅
Diâmetro do eletrodo
V
CHE
Velocidade de chegada das gotas à poça de fusão
A
MED
Aceleração média das gotas durante a trajetória
X Deslocamento
T Tempo
R
2
Coeficiente de correlação
Q Quantidade de movimento
D Diâmetro das gotas
T Taxa de quantidade de movimento
F Freqüência de destacamento das gotas
Vs Velocidade de soldagem
Qe Quantidade de movimento efetiva
R Reforço do cordão de solda
P Penetração do cordão de solda
L Largura do cordão de solda
A
AM
Área adicionada medida do cordão de solda
A
F
Área fundida do cordão de solda
A
T
Área total do cordão de solda
σ
Desvio padrão
Δ
Diferença, variação
I
REG
Corrente de regulagem
U
M
Tensão média
I
M
Corrente média
Mg Massa das gotas
f
ESP
Freqüência esperada de transferência
ANOVA Análise de variância
p Nível de significância
CC+ Corrente contínua polaridade inversa
CC- Corrente contínua polaridade direta
0BIntrodução - 1
Capítulo 1
1. Introdução
1.1 Contextualização, motivação e objetivo
O processo MIG/MAG é hoje provavelmente o processo de soldagem de maior
aplicação no meio industrial. Uma regulagem ideal dos parâmetros de soldagem para se obter
o tipo e manter o modo de transferência metálica neste processo é um dos pontos-chave que
definem o desempenho do mesmo em cada aplicação. As próprias variantes genéricas do
processo MIG/MAG se relacionam com o nome do modo de transferência metálica, como
MIG/MAG curto-circuito, MIG/MAG goticular (“spray”) e MIG/MAG pulsado. De um modo geral,
chega-se a dizer que o modo de transferência metálica é que determina a estabilidade do
processo. Apesar de ser um conceito errôneo, pois se pode ter a variante por curto-circuito com
alta estabilidade na transferência (os chamados processos MIG/MAG com curto-circuito
controlado), este fato mostra a importância da transferência metálica no processo. Entretanto, é
o modo de transferência, pelo vínculo com a corrente e com o controle da poça de fusão, que
determina a possibilidade de se soldar fora da posição plana, soldar chapas finas, fazer passes
de raiz, etc. O modo de transferência metálica também está direta ou indiretamente
correlacionado com a capacidade de produção (massa depositada por unidade de
comprimento ou tempo do cordão), geração de respingos, acabamento do cordão, entre outras
características operacionais.
A relação entre o modo de transferência metálica e as características operacionais
acima mencionadas já são razoavelmente conhecidas, e as informações técnicas sobre as
mesmas disponibilizadas na literatura corrente. Citam-se, como exemplos:
• A eliminação dos respingos e melhoria do acabamento dos cordões quando se
substitui uma soldagem por curto-circuito convencional por uma outra com
transferência pulsada ou goticular;
• Os bons desempenhos obtidos na soldagem de chapas finas quando da
utilização do modo curto-circuito controlado e na seleção de parâmetros
(inclusive a indutância da fonte de soldagem) para otimização da soldagem
por curto-circuito fora da posição plana; e
• O aumento na taxa de deposição com a mesma corrente média de soldagem
ao se substituir a transferência por curto-circuito por pulsado.
0BIntrodução - 2
Os fatos enunciados fazem da transferência metálica um objeto de estudo bastante
explorado. Um fenômeno já há muito estudado, mas ainda pouco esclarecido na soldagem
MIG/MAG é o efeito da gota em transferência sobre a formação do cordão. Essers & Walter,
em 1981, apontaram em um artigo experimental a correlação entre o impulso das gotas e a
profundidade da penetração. Dois anos mais tarde, Waszink e Graat publicaram resultados
práticos para mostrar que a velocidade com que as gotas chegam à poça, a qual é componente
de seu impulso (momentum), é afetada pela aceleração causada pelo fluxo de gás no arco. Já
no final da década de 80, Mazumder e Tekriwal aproveitaram esses conhecimentos e
desenvolveram um modelo para predizer penetração do cordão no qual entram o efeito das
gotas e da convecção na poça. Kim e Na, em meados dos anos 1990, na mesma direção, mas
com mais recursos computacionais, consideraram em seu modelo de formação do cordão a
deposição do metal de adição, mas apenas estimando-se (e não medindo) a massa, a
velocidade e a taxa de destacamento das gotas para a poça. No final da década de 90, Murray
e Scotti, em uma abordagem experimental (análise adimensional), avaliaram a importância das
gotas em transferência na penetração de cordões feitos em chapas de aço inoxidável,
destacando o efeito de uma alta freqüência de gotas impingindo na poça com “momentum”
suficiente para levar energia ao fundo da poça.
Wang e Tsai, no início do século 21 calcularam as dimensões e tamanho da poça
de fusão através do cálculo da sua distribuição de temperatura causada pela combinação do
impulso (momentum) das gotas que chegam à poça de fusão, da força eletromagnética, da
força devida à tensão superficial, e da força gravitacional. Dois anos mais tarde, Kim e seus
colaboradores descreveram o fluxo de calor e os ciclos térmicos em soldagem de ângulo por
MIG/MAG, utilizando-se de um modelo tridimensional. Neste estudo, as gotas metálicas foram
consideradas fontes volumétricas de calor e o autor calculou as características cinemáticas,
como a aceleração das gotas e da transferência metálica a partir de equações geradas da
regressão múltipla de dados experimentais. Ainda no início dos anos 2000, Fan e Kovacevic
consideraram em seu modelo numérico da soldagem MIG/MAG os efeitos de transferência de
calor no arco, da transferência de massa do eletrodo como um todo, do fluxo de gás no arco e
da transferência de calor e escoamento do fluido na poça de fusão, mas também incluíram o
efeito de como as gotas nela chegam. Esses pesquisadores usaram dados experimentais
sobre transferência metálica para refinar seus modelos. Hu e Tsai recentemente apresentam
resultados de suas modelagem do arco e do metal com premissas similares às de Fan &
Kovacevic, inclusive utilizando-se dos mesmos dados experimentais.
Contudo, cada um desses modelos apresenta limitações das mais diversas. Além
dos recursos computacionais, as condições laboratoriais para levantamento de dados sobre a
transferência metálica eram bem limitadas (estes modelos são incapazes de considerar todas
0BIntrodução - 3
as condições de contorno, fenômenos governantes e características intrínsecas da
transferência metálica). Ou seja, houve grandes contribuições dentro da especificidade de cada
caso, mas ainda não foi possível encontrar modelos genéricos. Uma das razões é que estes
modelos trabalham ou negligenciando ou apenas estimando analiticamente os efeitos
cinemáticos e dinâmicos das gotas em transferência, tais como velocidade de chegada à poça
e dinâmicos, como sua quantidade de movimento, embora já existam ferramentas mais
eficazes para estimá-las e medi-las.
Por outro lado, aprimoramentos razoavelmente recentes de técnicas de
visualização do arco e de monitoração e tratamento de sinais elétricos têm possibilitado
importantes acréscimos aos conhecimentos sobre este assunto, mantendo a importância da
continuidade dos estudos experimentais sobre transferência metálica no processo MIG/MAG.
Existe ainda a possibilidade de se dar outro enfoque ao efeito da energia carregada pela gota
sobre a formação do cordão.
Nesse contexto, objetiva-se com este trabalho:
• Elaborar e avaliar uma metodologia experimental de determinação das
características cinemáticas e dinâmicas das gotas em transferência;
• Aplicar esta metodologia em condições específicas de soldagem,
determinadas para se obter diferentes comprimentos de arco e
transferências metálicas;
• Avaliar o efeito de variáveis do processo de soldagem (corrente e
comprimento do arco, material, gás de proteção e polaridade) sobre o
comportamento das características cinemáticas e dinâmicas das gotas em
transferência (nos diversos modos);
• Avaliar o efeito das características cinemáticas e dinâmicas determinadas
sobre a geometria dos cordões de solda;
• Discutir os resultados gerados enfatizando o efeito final da transferência
metálica sobre a formação do cordão de solda.
Espera-se com isto não só um melhor entendimento do fenômeno correlacionado
com os modos de transferência, mas sobretudo fornecer dados determinados
experimentalmente para validação ou aperfeiçoamento de modelos determinísticos ou
estocásticos.
1.2 Descrição do conteúdo apresentado
Uma revisão bibliográfica apontando alguns trabalhos de modelagem do processo
de soldagem MIG/MAG, bem como medições e cálculos das características cinemáticas das
0BIntrodução - 4
gotas em transferência neste processo é apresentada no Capítulo 2.
No Capítulo 3, apresenta-se a metodologia utilizada para fazer este estudo,
destacando-se as principais técnicas e equipamentos utilizados. Uma avaliação desta
metodologia é apresentada no Capítulo 4, onde através de uma montagem simples se pode
simular experimentalmente a transferência metálica, através da utilização de “falsas gotas”.
Os capítulos 5 e 6 apresentam avaliações da cinemática e dinâmica da
transferência metálica, a determinação da quantidade de movimento efetiva das gotas em
transferência, bem como seus efeitos na geometria dos cordões de solda de aço carbono e
alumínio, respectivamente.
O efeito da utilização de gás hélio como componente do gás de proteção sobre a
transferência metálica, suas características cinemáticas e dinâmicas e sobre a geometria da
solda utilizando eletrodo de aço carbono é apresentado no Capítulo 7. Ainda utilizando eletrodo
de aço carbono, o Capítulo 8 apresenta o efeito da utilização de polaridade direta ou inversa
nas características cinemáticas e dinâmicas das gotas em transferência, bem como na
geometria dos cordões de solda.
No Capítulo 9 é apresentada uma concatenação de todos os resultados obtidos e
são feitas as considerações finais sobre a discussão destes resultados.
No Capítulo 10 destacam-se as principais conclusões obtidas neste trabalho.
As sugestões para trabalhos futuros são levantadas no Capítulo 11 e, por fim, o
Capítulo 12 traz as Referências Bibliográficas citadas no texto.
Adicionalmente, o Anexo I mostra o comportamento dinâmico da fonte de soldagem
durante os experimentos realizados, e o Anexo II apresenta um relatório técnico do
equipamento misturador de gases industriais utilizado no Capítulo 7.
1BRevisão Bibliográfica - 5
Capítulo 2
2. Revisão Bibliográfica
Em termos gerais, o processo de soldagem MIG/MAG usa um arame-eletrodo de
metal consumível, alimentado continuamente, que, ao conduzir a corrente de soldagem em
uma atmosfera adequada, se funde devido ao calor gerado na conexão do arco elétrico com
sua ponta e, em menor intensidade, ao calor por efeito Joule ao longo do seu comprimento
energizado. Sabe-se que um ajuste ideal dos parâmetros de soldagem, para se obter o tipo, o
controle ou a variação instantânea do modo de transferência metálica neste processo é um dos
pontos-chave para a obtenção de soldas isentas de descontinuidades (Silva & Scotti, 2003),
com a maior produtividade possível (Farias, 2002), ótima relação custo-benefício (Correia,
2003), bem como esteticamente agradáveis (Silva, 2003) e ecologicamente corretas no tocante
aos fumos gerados (Silva Neto & Maciel, 2003). Por isso, transferência metálica na soldagem
MIG/MAG tem sido um objeto de estudo bastante explorado.
Contudo, ainda existem inúmeras questões a serem respondidas sobre este tema.
A técnica de modelagem numérica da transferência metálica em soldagem MIG/MAG vem
sendo empregada para tal e resultados promissores têm sido obtidos (Wang e Tsai, 2001; Kim
et al, 2003; Fan e Kovacevic, 1998, 1999, 2004). Técnicas de modelagem experimental
também têm sido testadas. Por exemplo, Lowke (1997) apresenta uma equação empírica para
determinação da corrente de transição entre a transferência globular e goticular. Porém, estes
modelos são ainda incapazes de considerar todas as condições de contorno, como por
exemplo, pequenas variações na composição do gás de proteção, tal como avaliado
experimentalmente por Scotti (1998).
Por isto, o estudo experimental sobre transferência metálica no processo MIG/MAG
continua mantendo sua importância. Aprimoramentos ao longo dos últimos anos, em particular
no âmbito do Laprosolda da UFU, de técnicas de visualização (Bálsamo et al, 2000) e de
monitoração e tratamento de sinais elétricos têm possibilitado importantes acréscimos aos
conhecimentos sobre este assunto. Scotti (2000), por exemplo, demonstrou que a mudança de
argônio ultrapuro para argônio com pureza comercial como gás de proteção altera a corrente
de transição globular/goticular e a freqüência de destacamento de gotas após esta transição,
fato não visualizado em mapas de transferência convencionais. Isto só foi possível pelo uso da
técnica de perfilografia (também conhecida como shadowgrafia) com filmagem em altas
velocidades e por tempo relativamente longo. Outros exemplos, tornados possíveis agora pelo
uso da perfilografia sincronizada com os sinais elétricos, são o desenvolvimento de
1BRevisão Bibliográfica - 6
metodologias para determinação de quedas de tensão em arcos de soldagem (Scotti et al,
2006) e evidências de que a resistividade elétrica da gota é maior do que a do próprio arco e
eletrodo (Ponomarev et al, 2002).
De uma forma mais aplicada, a empresa Lincoln Electric CO. (2001) desenvolveu
um equipamento baseado no controle da transferência metálica em curto-circuito (STT), o qual
é suposto reduzir drasticamente a quantidade de respingos sem comprometer a eficiência do
processo, tal como o sistema CCC (Curto-Circuito Controlado) do LABSOLDA/EMC (Gorh et al,
2003). Já Miranda et al (2003, 2007) desenvolveram um sistema de observação e controle de
transferência metálica em tempo real no processo MIG/MAG Pulsado, através de
sensoriamento óptico, validando esta concepção através da técnica da shadowgrafia
sincronizada. Todos estes desenvolvimentos só se tornaram possíveis graças à criação e ao
aprimoramento das técnicas de observação e mensuração da transferência metálica, bem
como dos sinais elétricos da soldagem.
2.1 Modelos referentes à soldagem MIG/MAG
A transferência metálica afeta muitos aspectos do processo de soldagem, inclusive
o tamanho, a forma e a profundidade de penetração da poça de fusão. Alguns modelos
teóricos de transferência de calor têm sido usados para predizer o tamanho e forma da área
transversal do metal fundido. São exemplos importantes os modelos de Adams (1958),
baseado no modelo de Rosenthal (1946) de uma fonte de energia pontual móvel, e a própria
extensão do modelo de Adams para uma fonte de energia distribuída, obtida por Eagar & Tsai
(1983). Estes modelos assumem só a transferência de energia por condução em regime
estacionário ao metal de base. Desta forma, o volume da poça de fusão depende do fluxo de
calor no metal de base, da mudança na entalpia que é exigida para fundir o metal de base, da
difusividade térmica do metal de base e da velocidade de soldagem. Porém, não são incluídos
os efeitos de transferência de calor por convecção na poça de fusão e a deposição do metal de
adição. Para superar a primeira simplificação, Mazumder & Tekriwal (1988) desenvolveram um
modelo levando em conta o efeito da convecção. Outros avanços foram alcançados com
modelos de fluxo fluido, como os de Tsao & Wu (1988) e Kim & Na (1995). Com estes modelos
foi obtida uma boa aproximação entre as formas real e simulada da poça de fusão,
adicionando-se, além do efeito da transferência de calor por convecção na poça de fusão
(Figura 2.1), a deposição do metal de adição (Figura 2.2). Porém, o efeito da deposição de
metal foi incluído apenas estimando-se a massa, a velocidade e a taxa de destacamento das
gotas para a poça, em lugar de se fazer medições ou simulações numéricas da dinâmica do
destacamento das gotas do eletrodo.
1BRevisão Bibliográfica - 7
Figura 2.1 – Efeito da consideração da convecção na poça no modelo de Kim & Na (1995).
Com o efeito das gotas
Sem o efeito das gotas
Figura 2.2 – Efeito da consideração de uma estimativa do momentum das gotas no modelo de
Kim & Na (1995)
Dados experimentais fornecidos por Essers & Walter (1981) sugerem uma relação
entre o impulso das gotas que caem na poça e a profundidade de penetração. Em particular,
Essers & Walter (1981) correlacionaram o impulso das gotas e a profundidade da penetração
para explicar a presença de uma penetração profunda e estreita que é observada
freqüentemente em MIG/MAG com proteção à base de argônio. Isto apenas sugere que a
penetração seja afetada pela massa, velocidade e freqüência de gotas que chegam à poça.
Waszink & Graat (1983) citam que a massa, velocidade e taxa de destacamento das gotas
expelidas do eletrodo são determinadas pela taxa de fusão do eletrodo e a resultante
eletromagnética, gravitacional, inercial e de arraste que age em uma gota que se forma à ponta
1BRevisão Bibliográfica - 8
do eletrodo. Além disso, de acordo com esses autores, a velocidade com que as gotas chegam
à poça é afetada pela aceleração causada pelo fluxo de gás no arco. Uma recente tendência
em estudos numéricos da poça de fusão tem sido tentar desenvolver modelos que incluem
todos os efeitos de transferência de calor no arco, transferência de massa do eletrodo, fluxo de
gás no arco, transferência de calor e escoamento do fluido na poça de fusão, bem como as
gotas que nela chegam (Fan & Kovacevic, 2004).
Avaliando numericamente a soldagem MIG/MAG estacionária, ou seja, sem
deslocamento do arco em relação à peça, Wang & Tsai (2001) calcularam as dimensões e
tamanho da poça de fusão como uma função do tempo. Foi calculada uma velocidade de fluxo
fluido, bem como as distribuições de temperatura na poça de fusão causadas pela combinação
do impulso das gotas que chegam à poça de fusão, da força eletromagnética, da força devida à
tensão superficial e da força gravitacional. Segundo estes autores, para o MIG/MAG
estacionário, o momentum da gota é convertido em energia cinética e potencial do fluido na
poça de fusão e a penetração da solda seria causada principalmente pela força devida à
tensão superficial. Este estudo, apesar de também levar em consideração a modelagem
matemática do momentum das gotas, (Figura 2.3) não verifica experimentalmente seus valores
e apresenta, apesar de seu grande valor científico, uma significativa limitação prática: não leva
em consideração a translação da poça em uma direção, o que provocaria uma mudança
substancial nos resultados.
Figura 2.3 – Seqüência de queda de uma gota e as distribuições de temperatura e velocidades
do fluxo fluido obtidos por Wang & Tsai (2001).
1BRevisão Bibliográfica - 9
Já Kim et al. (2003) modelaram o fluxo de calor e os ciclos térmicos em soldagem
de filetes por MIG/MAG, utilizando-se um modelo tridimensional. Neste estudo, as gotas
metálicas são consideradas fontes volumétricas de calor e o autor calcula as características
cinemáticas e da transferência metálica à partir de equações geradas da regressão múltipla de
dados experimentais, como mostra a Figura 2.4.
Corrente de Soldagem
Dados de Rhee
Dados de Jones
Resultado Ajustado
Dados de Jones
Calculado
Freqüência de destacamento
Aceleração das gotas
Corrente de Soldagem
Corrente de Soldagem
Dados de Rhee
Dados de Jones
Resultado Ajustado
Dados de Jones
Calculado
Freqüência de destacamento
Aceleração das gotas
Corrente de Soldagem
Corrente de Soldagem
Dados de Rhee
Dados de Jones
Resultado Ajustado
Dados de Jones
Calculado
Freqüência de destacamento
Aceleração das gotas
Corrente de Soldagem
Figura 2.4 – Dados experimentais e curvas levantadas por regressão utilizados no modelo de
Kim et al. (2003).
Uma avaliação do modelo de Kim et al. (2003) é apresentada na Figura 2.5, onde
se pode observar a acuidade do modelo na predição do perfil da penetração obtida
experimentalmente em diversas combinações diferentes de parâmetros de soldagem, através
das isotermas desenhadas sobre as macrografias. Esta figura revela uma aproximação
bastante razoável, principalmente no tocante à ocorrência do “finger-like”, uma penetração
profunda e estreita freqüentemente observada na soldagem MIG/MAG com proteção rica em
argônio. Mas segundo os autores, pode-se ainda observar alguma discrepância na
comparação do perfil predito com o observado nos cordões “c”, “e”, “g” e “h” da Figura 2.5. Os
1BRevisão Bibliográfica - 10
autores justificam o ocorrido pela não consideração de tensões térmicas inerentes ao processo
e a uma razoável distorção observada nos casos citados.
caso
caso
caso
caso
caso
caso
caso
caso
caso
caso
caso
caso
caso
caso
caso
caso
Figura 2.5 – Verificação da acuidade do modelo de Kim et al. (2003) em diversas condições de
soldagem. As isotermas apresentadas estão em K.
Miyasaka et al (2006) utilizaram relações de transferência de calor e massa para
modelar a soldagem MIG/MAG em diversas juntas e verificaram seus resultados através de
experimentos. Seu artigo não faz referencia ao modo de transferência metálica, mas pode-se
supor pelas correntes e tensões utilizadas, de 230 a 250 A e de 26,5 a 31 V, ter sido
empregado o modo goticular de transferência metálica. Os autores também não fizeram
1BRevisão Bibliográfica - 11
referência às características cinemáticas e dinâmicas das gotas, mas seu modelo obteve boa
aproximação com resultados experimentais, como mostram a Figura 2.6 e a Figura 2.7.
Sem abertura de raiz
Abertura de raiz = 1,0 mm
Sem abertura de raiz
Abertura de raiz = 1,0 mm
Figura 2.6 – Resultado experimental e simulado do modelo de Miyasaka et al (2006) para
juntas de topo.
Resultado experimental Resultado calculadoResultado experimental Resultado calculado
Figura 2.7 – Resultado experimental e simulado de Miyasaka et al (2006) para soldagem
multipasse.
Recentemente, Hu & Tsai publicaram uma simulação bastante completa do arco de
soldagem (2007a) e do eletrodo e metal de solda (2007b) no MIG/MAG, modelando através da
técnica de volume de fluido (VOF, a mesma utilizada por Fan & Kovacevic (2004)) todas as
nuances de transferência de calor, massa e momentum deste processo numa soldagem
estacionária. O modelo proposto para o arco (Hu & Tsai 2007a) apresenta uma distribuição de
temperaturas na transferência que considera também as interações entre metal liquido e sólido
na ponta do eletrodo, ilustrada na Figura 2.8. Também apresentaram uma distribuição da
corrente na transferência, como na Figura 2.9. Este modelo do arco ilustra inclusive os vórtices
provocados no arco quando a gota se aproxima da poça, como pode ser visto na Figura 2.10.
1BRevisão Bibliográfica - 12
Na Figura 2.11 ainda se pode observar que a pressão do arco obtida por esses pesquisadores
é sempre maior na parte inferior da gota ainda presa, e entre o eletrodo e a gota em
transferência logo após o destacamento.
Figura 2.8 – Distribuição de temperatura durante a transferência metálica obtida por Hu & Tsai
(2007a).
Figura 2.9 – Distribuição de corrente no arco durante a transferência metálica obtida por Hu &
Tsai (2007a).
1BRevisão Bibliográfica - 13
Figura 2.10 – Distribuição de velocidades do fluxo durante a transferência metálica obtida por
Hu & Tsai (2007a)
Figura 2.11 – Distribuição de pressão no arco durante a transferência metálica obtida por Hu &
Tsai (2007)
1BRevisão Bibliográfica - 14
Hu & Tsai (2007b) simularam o metal de solda em transferência sob o efeito do
arco que haviam simulado, utilizando gás de proteção composto de Ar + 5% O
2
. Foi obtida a
distribuição de temperatura no eletrodo, na gota e na poça para as primeiras gotas geradas,
como mostra a Figura 2.12. Também foi calculada a velocidade do metal líquido na gota e na
poça de fusão, como é mostrado na Figura 2.13, onde a escala do vetor é disposta com dois
valores: acima do vetor de referencia para velocidades na gota, e abaixo do mesmo para
velocidades na poça de fusão. Os autores ainda obtiveram o perfil simulado do cordão após o
desligamento do arco, que é apresentado na Figura 2.14. Não foi, entretanto, realizada parte
experimental neste trabalho.
Figura 2.12 – Distribuição de temperatura no eletrodo, gota e poça durante a transferência
metálica. Adaptado de Hu & Tsai (2007b).
1BRevisão Bibliográfica - 15
Figura 2.13 – Velocidades do metal na gota e poça de fusão durante a transferência metálica.
Adaptado de Hu & Tsai (2007b).
1BRevisão Bibliográfica - 16
Figura 2.14 – Perfil simulado do cordão de solda de MIG/MAG em aço carbono obtido por Hu &
Tsai (2007).
Através de uma abordagem experimental, Murray & Scotti (1999) apresentaram um
modelo estocástico do comportamento da penetração do cordão de solda em soldagem
MIG/MAG de um aço inoxidável. Este modelo foi baseado na suposição de que a transferência
de calor e a de massa para a poça de fusão podem ser correlacionadas com a penetração do
cordão por uma relação adimensional. Esta correlação levou esses pesquisadores a uma
expressão analítica para a penetração envolvendo constantes empíricas, as quais são
relacionadas com a eficiência térmica e a transferência de massa para a poça de fusão. A
precisão do modelo foi examinada comparando-se a profundidade teórica da penetração
(predita) e a profundidade medida da poça de fusão para uma gama de variáveis do processo
que abrangem, inclusive, transferência metálica por curto-circuito (“short arc transfer”), modos
mistos de transferência (“mixed transfer”) e transferência metálica por vôo livre do tipo goticular
com elongamento (“streaming transfer”), conforme indicado na Figura 2.15.
Penetração prevista (mm)
Penetração observada (mm)
Dados Experimentais, Curto-circuito
Dados Experimentais, Modos Mistos
Dados Experimentais, Goticular
Correlação Exata
Penetração prevista (mm)
Penetração observada (mm)
Dados Experimentais, Curto-circuito
Dados Experimentais, Modos Mistos
Dados Experimentais, Goticular
Correlação Exata
Figura 2.15 – Avaliação do modelo de Murray & Scotti (1999).
1BRevisão Bibliográfica - 17
Os resultados de Murray & Scotti (1999), utilizando gás de proteção rico em
argônio, confirmaram que a penetração foi afetada por variações na taxa de transferência de
massa. Neste trabalho, sugere-se que a penetração é afetada por uma alta freqüência de gotas
com impulso suficiente para levar energia ao fundo poça, aumentando assim a mistura
convectiva. Esta relação também havia sido apontada nos trabalhos numéricos de Fan &
Kovacevic (1998, 1999), onde os autores utilizaram técnicas de “volume de fluido” para
modelar a transferência e a perfilografia para observá-la.
Nagesh & Datta (2002) também desenvolveram um modelo experimental, este
baseado em redes neurais e focado em soldagem por eletrodos revestidos. Esses autores
citam que a transferência de calor, o comprimento do arco e a “força do arco” são os principais
fatores que afetam a penetração (profundidade e área) do cordão de solda daquele processo.
2.2 Observação e mensuração de gotas em movimento
De uma forma genérica (não especificamente para soldagem), técnicas de
filmagem e de observações fotográficas permitem determinar a forma e também a dimensão de
gotas. Técnicas de vídeo baseadas em fenômenos periódicos (obturação e/ou estroboscópio)
permitem estudar a evolução temporal da forma, do tamanho, e adicionalmente, a velocidade
das gotas também pode ser determinada.
Para gotas viajando ao ar ou ao vácuo, há alguns instrumentos consolidados para a
determinação das características de seu movimento. O velocímetro “Laser Doppler” (LDV)
(Drain, 1980) e o velocímetro “Phase Doppler” (PDV) (Albrecht et al, 2000) são os métodos-
padrão para se determinar a velocidade e o tamanho de gotas, respectivamente. Com o uso
destes instrumentos, a velocidade, freqüência e/ou o tamanho das gotas é determinado em um
dado ponto do caminho das gotas, de forma unidimensional. Quando as partículas são
suficientemente pequenas (névoa, por exemplo), estes métodos podem ser utilizados para a
determinação da velocidade do fluxo. Uma análise estatística pode ser empregada para
determinar as propriedades de fluxos não-estacionários (Fronh & Roth, 2000). Velocidades de
gotículas em um fluxo de névoa podem ser também determinadas através do uso de um
velocímetro de Laser-2-focos (L2F) (Schodl, 1986). Os métodos citados até aqui têm como
referência a distância entre as franjas do laser utilizado. Entretanto, há métodos que utilizam a
posição da gota em si como referencial. Dentre eles, destaca-se o velocímetro de imagem das
partículas (PIV) (Raffel et al, 1998), que permite a determinação da velocidade do fluido ou das
gotas em um ponto num plano de fluxo, o que permite obter a velocidade bidimensional.
Modificações especiais desta técnica permitem a determinação adicional do tamanho das
partículas (Fronh & Roth, 2000).
1BRevisão Bibliográfica - 18
Para o caso de gotas viajando em meios com propriedades bastante particulares,
como no caso do arco voltaico, os métodos acima citados tornam-se dependentes de um
aparato laboratorial resistente, confiável e caro. Contudo, no estudo de transferência metálica
em soldagem MIG/MAG, diversos pesquisadores vêm medindo a freqüência, a velocidade e a
dimensão das gotas em transferência, se utilizando de outros métodos, descritos a seguir.
Lesnewich (1958) investigou o fenômeno da transferência metálica em alguns
parâmetros para aço carbono. Ele observou que havia uma grande mudança na freqüência das
gotas em uma pequena faixa de corrente, a qual foi chamada de corrente de transição. Esta,
por sua vez, aumenta com a diminuição da extensão de eletrodo percorrida por corrente e com
o aumento do diâmetro do eletrodo. Lesnewich mediu a freqüência das gotas e a extensão de
eletrodo percorrida por corrente usando um sofisticado (para a época) sistema oscilográfico de
ultravioleta (UVO), posteriormente descrito por Allum (1983) e criticado por Rhee & Kannatey-
Asibu (1992) por não permitir a gravação das imagens.
Medições de velocidades e acelerações das gotas em transferência globular na
soldagem MIG/MAG também já haviam sido tentadas (Ludwig, 1957; e Caron, 1962),
utilizando-se fotografias com taxa de obturação relativamente alta. Entretanto, esta técnica,
apesar de permitir o registro das imagens, não tinha sensibilidade para viabilizar medidas em
transferência goticular Utilizando metodologia similar, Needham et al. (1960) afirmam que as
gotas são aceleradas pela dragagem no plasma, enquanto Ma & Apps (1983) propuseram que
a velocidade das gotas seria constante no tempo durante a transferência. Esta contradição nos
resultados revela a pouca robustez da técnica empregada pelos autores.
Já na ultima década do século XX, Rhee & Kannatey-Asibu (1992) investigaram o
fenômeno da transferência metálica utilizando um analisador de vídeo digital de alta velocidade
associado a um sistema de laser, lentes e filtros, captando a sombra dos elementos sólidos
num arco. A velocidade da câmera utilizada, 1000 quadros por segundo, foi considerada
adequada pelos autores para a observação realizada. Esta técnica, com diferença na qualidade
e capacidade dos equipamentos, vem sendo referenciada na literatura por “shadowgraphy”,
“laser back-lighting” (Waszink & Piena, 1986; Subramanian et al, 1998) ou “shadowgrafia”
(Scotti 2000; Balsamo et al, 2000) e a chamaremos aqui de perfilografia. Em seu estudo sobre
transferência metálica, Rhee & Kannatey-Asibu (1992) utilizaram diversos gases de proteção,
com diferentes proporções de argônio, gás-carbônico e hélio, soldando aço-carbono com
eletrodo de 1,6 mm de diâmetro a diferentes comprimentos de eletrodo percorridos por
corrente. Seus resultados indicam que a menor corrente de transição ocorre à mínima
proporção de CO
2
no argônio, fato que foi atribuído à menor tensão superficial na ponta do
eletrodo, ocorrida com a utilização desta mistura, ou seja, segundo esses autores, quanto
menos CO
2
, menor a tensão superficial da gota à ponta do eletrodo. O efeito da utilização de
1BRevisão Bibliográfica - 19
diversos gases de proteção, bem como da extensão de eletrodo percorrida por corrente são
mostrados na Figura 2.16 e na Figura 2.17, respectivamente. Observa-se mudança nas
correntes de transição e na freqüência de destacamento das gotas para o modo goticular, o
que também foi observado posteriormente por Scotti (2000) para outros gases de proteção e
eletrodo de aço inoxidável. Ainda neste trabalho (Rhee & Kannatey-Asibu, 1992), os autores
consideraram muito difícil medir, através das imagens obtidas com a perfilografia, o diâmetro
das gotas. Então, determinou-se o diâmetro das gotas indiretamente, através da medida da
freqüência de destacamento e da velocidade de alimentação do arame. Para a determinação
da velocidade e aceleração das gotas foi utilizado um localizador cartesiano de objetos nas
imagens. Os autores consideraram muito difícil levantar as curvas posição versus tempo para
soldagens com arcos curtos, ou quando usaram hélio ou CO
2
como gás de proteção; no caso
do comprimento de arco, pela pequena quantidade de vezes que se observava a gota em sua
trajetória, e no caso destes gases de proteção, porque houve grande instabilidade no
movimento axial das gotas em transferência. Curvas de posição versus tempo para gotas, após
o destacamento, em soldagens com argônio+5%CO
2
em diferentes correntes são mostradas
na Figura 2.18. A aceleração das gotas foi obtida através da curva de ajuste dos pontos, a qual
foi assumida como sendo de segundo grau através do método dos mínimos quadrados. Hu &
Tsai (2007b) também determinaram perfis para o deslocamento das gotas, só que em
modelagem numérica, e os comparam aos resultados de Jones et al (1998c), como mostrado
na Figura 2.19. A aceleração média das gotas durante a trajetória também foi determinada
analiticamente, através de um balanço simples das forças atuando na gota. A Figura 2.20
mostra os valores medidos e calculados para esta aceleração, onde se observa uma grande
diferença entre o previsto e o medido pelos autores, demonstrando a fragilidade de sua
determinação analítica da aceleração da gota durante sua trajetória.
Corrente (A)
Freqüência de destacamento (Hz)
Argônio
Argônio
Argônio
Argônio Puro
Hélio
Corrente (A)
Freqüência de destacamento (Hz)
Argônio
Argônio
Argônio
Argônio Puro
Hélio
Figura 2.16 – Efeito da Corrente e do Gás de proteção sobre a freqüência de destacamento
das gotas (Rhee & Kannatey-Asibu, 1992)
1BRevisão Bibliográfica - 20
Corrente (A)
Freqüência de destacamento (Hz)
Corrente (A)
Freqüência de destacamento (Hz)
Figura 2.17 – Efeito da corrente e do comprimento energizado de eletrodo sobre a freqüência
de destacamento das gotas (Rhee & Kannatey-Asibu, 1992).
Tempo (ms)
Deslocamento (mm)
Tempo (ms)
Deslocamento (mm)
Figura 2.18 – Curvas posição da gota em função do tempo (Rhee & Kannatey-Asibu, 1992).
1BRevisão Bibliográfica - 21
Tempo (ms)
Distância axial do destacamento (mm)
Resultado experimental
Resultado computacional
Tempo (ms)
Distância axial do destacamento (mm)
Resultado experimental
Resultado computacional
Figura 2.19 – Comparação dos resultados de Hu & Tsai (2007b) com os de Jones et al (1998).
Lin et al. (2001), por sua vez, utilizaram a técnica da perfilografia para determinar o
tamanho das gotas. Devido à baixa taxa de filmagem utilizada (50 Hz) em comparação à
freqüência de transferência, que pode passar de 475 Hz (Scotti, 2000; Vilarinho & Scotti, 2000),
um outro método teve de ser utilizado para determinar a velocidade das gotas em
transferência. Duas fibras ópticas foram posicionadas verticalmente, a uma distância de 2 mm
uma da outra, para detectar a sombra produzida pelas gotas caindo da ponta do eletrodo.
Essas duas fibras ópticas terminavam em dois sensores fotodiodos, cujos sinais foram
adquiridos e digitalizados com uma resolução de 50 kHz. A velocidade das gotas era então
determinada pela medida do intervalo entre o acionamento dos sensores ópticos. Devido à
limitação imposta pelo posicionamento das fibras, dado que as gotas atravessam o arco em
mais de uma direção, a aplicabilidade desta metodologia só se dá, segundo o autor, na região
mais próxima possível da ponta do eletrodo. Em outras palavras, utilizando este aparato, o
autor conseguiu determinar apenas a velocidade das gotas após o destacamento, onde as
gotas acionariam os sensores com o menor ângulo possível com a vertical. Assim, Lin et al
(2001) afirmam ter medido a velocidade das gotas no destacamento. As velocidades obtidas
são mostradas na Figura 2.21, para eletrodos da classe ER 70S-6, protegido por uma mistura
de 3% O
2
+ 5% CO + 92% Ar. Este trabalho ainda apresenta um cálculo da velocidade de
destacamento das gotas baseado na teoria do balanço estático das forças (Waszinsk & Graat,
1983; Lancaster, 1984), que obteve boa aproximação dos dados experimentais, conforme a
Figura 2.22.
1BRevisão Bibliográfica - 22
Corrente (A)
Aceleração (m/s
2
)
Calculado
Obsevado
Corrente (A)
Aceleração (m/s
2
)
Calculado
Obsevado
Figura 2.20 – Acelerações médias das gotas durante a trajetória apresentadas por Rhee &
Kannatey-Asibu (1992).
Corrente (A)
Velocidade das gotas (m/s)
Corrente (A)
Velocidade das gotas (m/s)
Figura 2.21 – Velocidade das gotas logo após o destacamento para os diâmetros de eletrodo
0,9 mm e 1,2 mm (Lin et al, 2001).
1BRevisão Bibliográfica - 23
Corrente (A)
Velocidade das gotas (m/s)
calculado
calculado
Corrente (A)
Velocidade das gotas (m/s)
calculado
calculado
Figura 2.22 – Comparação entre os valores preditos e medidos da velocidade das gotas após o
destacamento para os diâmetros de eletrodo 0,9 mm e 1,2 mm (Lin et al, 2001).
Jones et al (1998a), também fazendo uso de perfilografia, observaram a
transferência metálica na soldagem MIG/MAG em corrente constante, de 180 a 480 A, com
tensão de 27 a 35 V, utilizando eletrodo de aço com diâmetro 1,6 mm e gás Ar + 2% O
2
. Os
autores também determinaram analiticamente o valor das forças magnéticas atuando nas gotas
durante a transferência metálica (Jones et al 1998b). Com o intuito de fomentar dados para um
modelo dinâmico da transferência metálica (Jones et al, 1998c), também foi determinada a
trajetória de duas gotas consecutivas em cada experimento até a corrente de 280 A, e
apresentadas suas curvas de ajuste, tal como na Figura 2.23. A velocidade das gotas durante a
trajetória foi apresentada através das curvas de primeira derivada das curvas de ajuste das
suas posições, como mostra a Figura 2.24, a segunda derivada das curvas é apresentada na
Figura 2.25, como aceleração total das gotas. Nota-se o aumento da aceleração das gotas a
partir de 240 A, provavelmente devido à mudança no modo de transferência de globular para
goticular. A aceleração devida ao arraste do plasma foi determinada como sendo a aceleração
total das gotas subtraída da aceleração da gravidade. Os autores fizeram essas estimativas
depois de considerar que fatores particulares do fluxo de plasma, como sua densidade e
temperatura ao longo do arco, seriam muito difíceis de considerar, o que determinou que a
aceleração do plasma fosse assim obtida e utilizada como componente do seu modelo para
predizer o destacamento das gotas.
1BRevisão Bibliográfica - 24
Tempo (ms)
Distância axial do ponto do destacamento (cm)
Aumento da
corrente
Tempo (ms)
Distância axial do ponto do destacamento (cm)
Aumento da
corrente
Figura 2.23 – Curvas ajustadas de trajetórias de gotas em transferência levantadas por Jones
et al (1998c).
Tempo (ms)
Velocidade das gotas livres (cm/s)
Aumento da
corrente
Tempo (ms)
Velocidade das gotas livres (cm/s)
Aumento da
corrente
Figura 2.24 – Velocidades das gotas obtidas por Jones et al (1998c).
1BRevisão Bibliográfica - 25
Corrente (A)
Aceleração das gotas livres (cm/s
2
)
Aceleração Total
(Plasma + Gravidade)
Aceleração do Plasma
Corrente (A)
Aceleração das gotas livres (cm/s
2
)
Aceleração Total
(Plasma + Gravidade)
Aceleração do Plasma
Figura 2.25 – Aceleração total das gotas durante a trajetória, e aceleração devida ao jato de
plasma, obtidas por Jones et al (1998c).
2.3 Considerações finais
Apesar desses avanços em direção ao conhecimento cinemático e dinâmico da
transferência metálica e sua relação com o comportamento da penetração no MIG/MAG, ainda
não há registros da medição de alguns parâmetros cinemáticos da gota metálica, tais como
velocidade de chegada à poça e dinâmicos, como o momentum, embora existam ferramentas
para estimá-las e medi-las, tal como o PIV de Fronh & Roth (2000). Em alguns testes
preliminares já publicados deste trabalho (Rodrigues et al, 2004), avaliou-se
experimentalmente e aprovou-se uma dessas ferramentas, através do estudo da influência do
comprimento do arco de soldagem sobre essas características cinemáticas citadas acima. Tal
ferramenta consiste na metodologia a ser apresentada no Capítulo 3.
Como também se viu, vários modelos têm sido desenvolvidos, mas, devido às suas
diversas limitações e simplificações, ainda se faz importante e necessária uma verificação
experimental. Assim, pretende-se avaliar o efeito de algumas variáveis dos processos de
soldagem de interesse científico, como o modo de transferência, a corrente de soldagem, a
polaridade do eletrodo e o comprimento de arco, e de interesse mais direto da indústria, como
por exemplo, o tipo de gás de proteção, sobre o comportamento das características
cinemáticas das gotas em transferência, e o efeito destas características cinemáticas e da
quantidade de movimento das gotas no perfil do cordão de solda, contribuindo dessa forma
para o conhecimento da transferência metálica em soldagem.
Procedimento Experimental - 26
Capítulo 3
3. Metodologia e Procedimento Experimental
Em resumo, o objetivo do trabalho é avaliar o efeito do modo de transferência, da
corrente de soldagem e do comprimento de arco, para diferentes gases de proteção,
composição do arame, e polaridade, sobre a Quantidade de Movimento efetiva das gotas e,
conseqüentemente, sobre o perfil do cordão de solda. Assim, do ponto de vista metodológico,
para atingir esse objetivo foram planejados experimentos que garantissem comparações entre
cordões sob o efeito interativo da corrente e comprimento de arco, mas sob uma mesma
quantidade de material depositado por comprimento de solda (que também aproxima para um
mesmo calor imposto). Ao variar a corrente, estaria também se variando o modo de
transferência, enquanto ao manter concomitantemente a mesma quantidade de material
depositado por comprimento de solda (e aproximadamente o mesmo calor imposto, estar-se-ia
tentando minimizar o efeito dos outros parâmetros governantes na formação do cordão e isolar
o efeito da Quantidade de Movimento das gotas impingindo sobre a poça nessa formação.
Entretanto, ainda existia o problema da velocidade de alimentação de arame ter de ser
constante para cada corrente, já que era de se esperar que a velocidade inicial da gota
afetasse a Quantidade de Movimento. Por isto, procurou-se também uma metodologia
experimental que permitisse manter para cada valor de corrente a mesma velocidade de
alimentação.
Além da regulagem dos parâmetros, a metodologia para atingir os objetivos passa
pela caracterização (geométrica e cinemática) das gotas em transferência. Conhecendo a
geometria (conseqüentemente a massa) e as velocidades das gotas ao impingir sobre a poça
foi possível determinar a principal característica dinâmica das gotas que poderia influenciar a
formação do cordão, a saber, a Quantidade de Movimento. Finalmente, procurou-se a
correlação entre a Quantidade de Movimento e a geometria dos cordões, obtidas em cada
experimento. Adicionalmente, pode-se aplicar a metodologia que será descrita em um outro
material, com propriedades bem particulares, como o alumínio, ou utilizando-se diferentes
composições de gás de proteção, o que modificaria as características do arco de soldagem e
também em polaridade direta, avaliando-se então o efeito da natureza da corrente.
Neste trabalho vai se procurar fazer uma correlação entre os fatores de entrada do
processo (nível de corrente, comprimento de arco, material do eletrodo, gás de proteção e
polaridade) e a geometria da solda (principalmente a penetração e área fundida). Mas como
estes fatores de entrada afetam as características cinemáticas (velocidade e aceleração) e
Procedimento Experimental - 27
dinâmicas (quantidade de movimento efetiva) resultantes, também se procurará uma relação
entre os fatores de entrada e essas características assim como entre essas características e a
geometria do cordão. Esta abordagem visa, portanto, poder revelar o efeito das características
cinemáticas e dinâmicas com aspectos da formação do cordão (objetivo deste estudo) apesar
dos fatores de entrada, as características cinemáticas e dinâmicas e a geometria serem inter-
relacionadas.
3.1 Determinação dos parâmetros para soldar com diferentes comprimentos de
arco e valores de corrente
O primeiro alvo do procedimento experimental foi o de se conseguir diferentes
comprimentos de arco para uma mesma corrente de soldagem. Para se trabalhar com valores
distintos de comprimento de arco para uma dada corrente de soldagem, pode-se usar o
equipamento de soldagem no modo tensão constante, variar a regulagem da tensão de
referência (U
REF
) e ajustar a corrente pelo aumento ou redução da distância-bico-de-contato-
peça (DBCP) ou pela variação da velocidade de alimentação do arame (V
A
). Um exemplo
dessa adequação é mostrado com auxílio da Figura 3.1, onde o ponto de trabalho inicial é
representado por A (I
1
, U
1
) e U
1
significa uma faixa de tensão, cuja amplitude depende da
inclinação da característica estática da fonte (CEF). Ao se regular somente o ajuste da U
REF
, ou
seja, mudando a CEF de CEF
1
para CEF
2
, o ponto de trabalho, neste exemplo, muda para B
(I
2
, U
2
). Este ponto corresponde a um maior comprimento do arco (e um menor comprimento de
eletrodo, para a mesma DBCP e V
A
), mas a corrente de soldagem vai de I
1
para I
2
.
Entretanto, o que se deseja é manter a mesma corrente de soldagem, ou seja, que
o ponto de trabalho seja o ponto C (I
1
, U
2
). Essa operação teria de ser feita por uma das duas
maneiras citadas (reduzindo-se V
A
ou aumentando-se a DBCP), justificadas analiticamente
pela equação do consumo de arame-eletrodo na soldagem MIG/MAG (Equação 3.1):
2
IIC l
βρα
+= (3.1),
onde “C” é o consumo, “I” é a intensidade de corrente, “ρ” é a resistividade elétrica do arame,
“l” é o comprimento energizado de arame e “α” e “β” são constantes dependentes dos
consumíveis (diâmetro e composição), do gás de proteção e do material da peça de trabalho.
O aumento do comprimento do arco no ponto B justifica-se pelo aumento da
corrente (de I
1
para I
2
) e pela redução do comprimento “l”, já que o consumo, representado
pela V
A
, se mantém o mesmo. Considerando que a dependência do consumo em relação à
corrente é quadrática e em relação ao comprimento do eletrodo é linear, pode-se mostrar que I
2
Procedimento Experimental - 28
não é muito maior do que I
1
. Mas para manter a mesma corrente da situação A, uma primeira
alternativa seria ajustar V
A
para um menor valor, permitindo que a corrente diminuísse, já que
haveria redução do consumo de eletrodo. O novo ponto trabalho seria o ponto C, que tem um
arco um pouco maior do que em A e em B, respectivamente. Uma outra alternativa seria repor
a redução do comprimento “l” de eletrodo energizado no ponto B através do aumento da
distância-bico-de-contato-peça (DBCP), mudando também o ponto de trabalho para C. Esta
segunda maneira de correção permite que a corrente diminua sem afetar o consumo, já que
aumenta-se também o comprimento do eletrodo.
a
A
l
A
DBCP
A
l
A
a
C
DBCP
C
l
B
a
B
DBCP
A
U
U
2
U
1
I
B
A
C
CEF2
I
1
I
2
CEF1
Figura 3.1 – Representação esquemática da adequação dos parâmetros de soldagem.
Procedimento Experimental - 29
Como não é fixa a proporção direta entre U
REF
e o comprimento do arco de
soldagem, torna-se necessário realizar vários testes para a determinação da DBCP ou da nova
V
A
que propiciará a ocorrência do ponto de trabalho C. Mesmo assim, ter-se-iam valores de
corrente em torno do valor desejado, já que em fontes de tensão constante a corrente flutua
conforme a carga e transientes.
Devido a esta dificuldade, pensou-se em alterar o comprimento do arco de outra
forma. Como a fonte de soldagem utilizada permite trabalhar no modo corrente constante e
sem habilitar o controle do comprimento do arco, pode-se regular a corrente de soldagem (I)
para o valor desejado e ajustar a velocidade de alimentação do arame (V
A
), de forma
independente, até atingir o comprimento de arco também desejado (por exemplo, o ponto A).
Porém, como o objetivo é manter a mesma velocidade de alimentação para uma dada corrente,
a variação do comprimento do arco poderia ainda ser feita pela variação da DBCP. Assim,
pode-se mudar da situação “A” diretamente para a “C” (Figura 3.1) apenas com o aumento da
DBCP, sem passar pelo ponto B, mantendo-se a mesma corrente e velocidade de alimentação
(manteria-se as velocidades inicias das gotas as mesmas). Se o desejado fosse manter a
mesma corrente e DBCP, passar-se-ia da situação “A” diretamente para a “C” pelo ajuste da
velocidade de alimentação (poder-se-ia estudar o efeito das velocidades inicias das gotas).
Salienta-se que os pontos A e C agora fazem parte de uma curva de característica estática de
corrente constante, não mais de tensão constante como na Figura 3.1.
Este procedimento foi repetido em três níveis de corrente: um deles ligeiramente
abaixo da corrente de transição, tendo transferência metálica tipo globular estável; um nível
ligeiramente acima da corrente de transição, este com transferência goticular estável; e por
último, em um nível de corrente que forneça transferência metálica goticular estável com um
pequeno início de elongamento. Isso permitiu comparar o modo globular e o goticular, bem
como duas situações em transferência goticular. Paralelamente a isso, a velocidade de
soldagem foi mantida proporcional à velocidade de alimentação do arame, para que se
mantivesse constante a área adicionada do cordão, bem como aproximadamente a energia
imposta de cada solda.
3.2 Caracterização da transferência metálica
A caracterização da transferência é feita através das características geométricas
(diâmetro das gotas, comprimento do arco) e cinemáticas (freqüência de destacamento e perfil
de velocidades das gotas). A principal ferramenta para esta caracterização é o sistema de
filmagem em alta velocidade. Adicionalmente, se utilizaram softwares dedicados para o
tratamento adequado dos dados levantados nas filmagens.
Procedimento Experimental - 30
3.2.1. Filmagem em alta velocidade das transferências metálicas
Para se registrar as gotas em transferência e, assim, poder se caracterizar
geometricamente e cinematicamente as gotas das soldagens para aplicar no presente estudo,
utilizaram-se um canhão laser, um sistema óptico e uma câmera para filmagens em alta
velocidade (técnica da “shadowgrafia”, Vilarinho et al, 2000, ultimamente sendo referenciada
como Perfilografia). O sistema citado é mostrado na Figura 3.2. O sistema óptico entre o
canhão de laser e o arco consiste em um conjunto de filtros de densidade neutra (ND003 a
ND01), para reduzir levemente a intensidade do laser antes do arco, uma lente divergente,
para aumentar o diâmetro do feixe de Laser (He-Ne, 632,2 nm), e uma plano-convexa, para
torná-lo novamente colimado. O sistema óptico entre o arco e a câmera consiste em outro filtro
neutro (ND10 a ND15) e um filtro passa-banda, cuja utilidade deste último é filtrar da melhor
maneira possível os raios provenientes do arco voltaico, deixando passar apenas a luz do
Laser e os raios cujo comprimento de onda é da magnitude do mesmo. Utiliza-se uma objetiva
com zoom para focar o eletrodo e a peça. Utilizou-se a velocidade de filmagem de 2000
quadros por segundo, com obturação mecânica, e em cada quadro usou-se obturação
eletrônica a 1/24000 (possibilitando reduzir distorções devidas ao movimento dos elementos
filmados, no caso, as gotas). Essas configurações permitem imagens com resolução de 252 x
188 pixels (h x v), equivalendo a 96 dpi. As filmagens são gravadas em uma seqüência de
imagens monocromáticas a uma freqüência de 2000 quadros por segundo, no formato TIFF
(Tagged Image File Format), o que permite posterior tratamento das mesmas.
Cabeçote laser
Filtro neutro
Lente convergente
Lente divergente
Motor
Vidro de proteção
Câmera
Vidro de proteção
Filtro passa-
banda e filtro
neutro
Fuso
Tocha
Figura 3.2 – Técnica de filmagem Perfilografia. (Vilarinho, 2000)
Procedimento Experimental - 31
Foi utilizado um programa específico, denominado “Vídeo Analisador de Imagens
de Transferência Metálica em Soldagem” (Maia et al, 2002 e Maia et al 2003), para quantificar
características da transferência metálica. Esse programa, feito na plataforma LabView®,
permite a caracterização das transferências metálicas (sobretudo quanto aos parâmetros
freqüência de destacamento e diâmetro das gotas) e dos comprimentos do eletrodo e do arco
de soldagem. A tela de apresentação e o ambiente de análise do programa são ilustrados nas
Figura 3.3 e Figura 3.4, respectivamente. A amostra analisada utilizando o programa “Vídeo
Analisador” compreende todos os quadros de um filme obtido através da técnica da
Perfilografia, previamente citada, totalizando 1,3 s de soldagem a 2000 quadros por segundo,
ou seja 2600 imagens de cada experimento.
Um aspecto importante deste aplicativo analisador de imagens é o critério utilizado
para a determinação do comprimento do arco. Este critério foi definido por Ponomarev et al
(2002) e Costa (2003), consistindo em:
• Para transferência globular assume-se que a gota atinge um tamanho maior
do que 1,2 vezes o diâmetro do eletrodo. Neste caso, o comprimento do
arco deve ser medido a partir de uma distância igual a 0,25 vezes o
diâmetro do eletrodo acima da base da gota conforme mostrado na Figura
3.5 (a). Antes de alcançar o tamanho de gota maior do que 1,2 vezes o
diâmetro do eletrodo o arco deve ser medido pelo critério a seguir, adotado
para a transferência goticular;
• Na transferência goticular, o tamanho da gota é assumido como sendo
menor ou igual a 1,2 vezes o diâmetro do eletrodo. Neste caso, o arco é
medido a partir de uma distância igual a 0,5 vezes o diâmetro do eletrodo
acima da base da gota, conforme mostrado pela Figura 3.5 (b).
• Para a transferência metálica do tipo goticular com elongamento, o
comprimento do arco deve ser tomado a partir de uma distância igual a 1,5
vezes o diâmetro do eletrodo abaixo do início do afunilamento, conforme
está ilustrado na Figura 3.5 (c). A definição de 1,5 vezes o diâmetro do
eletrodo justifica-se pelo fato de parte do elongamento do eletrodo
acontecer por condução de calor e não pela ação direta do arco.
Procedimento Experimental - 32
Figura 3.3 – Tela de apresentação do Vídeo Analisador da transferência metálica.
Valores atuais
Contadores
Oscilogramas
Valores atuais
Contadores
OscilogramasOscilogramas
Procedimento Experimental - 33
Figura 3.4 – Ambiente de análise do programa.
Arco
Arco
Arco
Eletrodo
Eletrodo
Eletrodo
Elongamento
∅ ∅ ∅
0,25∅
0,5∅
1,5∅
Arco
Arco
Arco
Eletrodo
Eletrodo
Eletrodo
Elongamento
∅ ∅ ∅
0,25∅
0,5∅
1,5∅
Figura 3.5 – Critérios para medição do comprimento do arco em soldagens com transferências
metálicas por vôo livre. (adaptado de Maia, 2001).
3.2.2. Medição das características cinemáticas das gotas em transferência
Esta medição foi realizada utilizando um outro software de análise de imagens
(Optimas® MA® 1.4), agora comercial. Trata-se de um programa com recursos para análise
cinemática de elementos nas imagens, os quais são definidos pelo usuário. Sua destinação
primária é a análise de “crash-tests” para o meio automobilístico, porém, perceberam-se
diversas possíveis aplicações do mesmo, sendo uma delas na análise das filmagens em alta
velocidade da transferência metálica.
Sua utilização é baseada na localização de “alvos” numa seqüência de imagens
TIFF, como mostrado na Figura 3.6. O programa permite a localização de até 3 “alvos” por vez,
ou seja, caracterizar 3 elementos individualmente (no caso de transferência metálica será
usado apenas um alvo de cada vez). Desta forma, após uma seqüência de quadros, o
programa é capaz de calcular e fornecer características cinemáticas de cada elemento (alvo),
como a posição espacial e a velocidade e aceleração instantâneas ao longo do tempo. Os
dados fornecidos pelo programa (vetores) são salvos em tabelas que podem ser tratadas em
planilhas eletrônicas comerciais.
Procedimento Experimental - 34
Figura 3.6 – Seqüência de localização de alvos nas imagens de transferência metálica, com a
definição, na gota em transferência, de um alvo por quadro.
Deve-se chamar atenção para o fato de que o programa calcula a derivada primeira
e segunda entre dois pontos subseqüentes (sem filtragem) para se determinar as velocidades e
acelerações instantâneas, o que causa uma grande oscilação dos valores, frente às prováveis
características caóticas do movimento das gotas e erros experimentais. Por isto, decidiu-se, no
presente estudo, se utilizar do vetor posição produzido pelo programa para gerar curvas de
ajuste relativas aos pontos das coordenadas posição versus tempo, como mostrado na Figura
3.7. Estipulou-se como de interesse para este estudo apenas os valores da velocidade
instantânea de chegada (obtidos através dos valores dos dois últimos pontos obtidos com o
programa), referenciado daqui para frente por V
CHE
, e a aceleração média da gota durante a
trajetória (coeficiente angular da primeira derivada da equação da curva de ajuste posição
versus tempo), referenciada daqui para frente por A
MED
. O ponto inicial do levantamento das
trajetórias foi definido como aquele imediatamente após o destacamento.
x = 0,0387t
2
+ 0,6477t
R
2
= 0,9997
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
02468
t (ms)
x (mm)
10
Figura 3.7 – Curva típica posição versus tempo de uma gota em transferência.
Procedimento Experimental - 35
3.3 Determinação da característica dinâmica das gotas em transferência
Torna-se importante, antes de qualquer análise sobre o efeito dinâmico das gotas
em transferência sobre a formação do cordão, relembrar alguns conceitos. Momentum, ou
Quantidade de Movimento, pode ser definido como massa em movimento. Então, se um objeto
se move, ele tem Quantidade de Movimento, a qual é dada pelo produto de sua massa pela
sua velocidade. Quando um objeto, cuja massa permanece constante, sofre uma mudança em
sua Quantidade de Movimento é por que sofreu a ação de uma força externa por um
determinado tempo, ou seja, há mudança na velocidade do objeto. Em física, a quantidade
Força x tempo é conhecida como Impulso. Desde que o produto massa x velocidade é a
Quantidade de Movimento, o produto massa x variação de velocidade representa a mudança
da Quantidade de Movimento, ou seja, Impulso é igual à mudança na Quantidade de
Movimento, tal como na Equação 3.2:
[
1
CHE
3
smkgV
6
d
Q
−
∗∗∗=
ρπ
]
(3.2),
onde “Q” é a Quantidade de Movimento, “ρ” a densidade, “d” o diâmetro e “V
CHE
” a velocidade
média de chegada das gotas à poça de fusão, em unidades do SI (Reis, 2006).
Uma transferência metálica com gotas de grandes dimensões poderá ter uma
grande Quantidade de Movimento, mas não necessariamente vai exercer uma ação
significativa sobre a penetração do cordão. Acredita-se (Scotti & Murray, 1999) que o
importante é o número de vezes que a Quantidade de Movimento de cada gota é transferida
para a poça em um determinado intervalo de tempo. Assim, no presente trabalho assumiu-se
que uma melhor representação física da ação das gotas sobre a poça (movimentação de
massa intermitente) seria dada pelo produto da Quantidade de Movimento pela freqüência com
que as gotas chegam à poça de fusão, o que foi denominado de agora em diante de Taxa de
Quantidade de Movimento (T), como expresso pela Equação 3.3:
[]
NfQT ∗= (3.3),
onde “T” é a Taxa de Quantidade de Movimento e “f” a freqüência de destacamento. Se for
dividida essa Taxa de Quantidade de Movimento pela velocidade de soldagem (Vs), chega-se
ao parâmetro que aqui foi denominado de Quantidade de Movimento Efetiva (Qe), das gotas
que impingem na poça num dado comprimento de solda, como é demonstrado pela
Equação 3.4.
Procedimento Experimental - 36
[
1
skg
Vs
T
Qe
−
∗=
]
(3.4),
Ostenta-se neste trabalho que a Quantidade de Movimento Efetiva das gotas, ainda
inédita na literatura, ao contrário das referências comumente feitas ao “momentum” ou
“impulso”, é que provavelmente traduz a capacidade destas gotas contribuírem para a
penetração (e outros parâmetros geométricos do cordão). Observa-se que a unidade de “Qe”
no SI é kg/s, considerando massas em kg, dimensões em m, velocidades em m/s e freqüências
em Hz (1/s).
3.4 Medição das características geométricas das soldas
As soldas realizadas segundo a metodologia descrita no item 3.1, cujas gotas foram
filmadas, caracterizadas e medidas, foram secionados transversalmente em três regiões
diferentes. As seções transversais foram preparadas para ataque macrográfico (Nital 5% para
aço e reagente de Tuckers para alumínio) e digitalizadas por um sistema de tratamento de
imagens acoplado a um microcomputador (programa GlobaLAB® ImageViewer®). Os
parâmetros geométricos medidos foram o reforço, a largura e a penetração, bem como as
áreas fundida e adicionada, conforme a Figura 3.8.
Os cordões de solda realizados têm dimensões aproximadas de 25 a 27 cm, e
foram avaliados em três seções, obtidas com cortes sempre no ultimo quarto do corpo de
prova, esperando avaliar sempre as mesmas regiões dos cordões, soldadas em condições
adequadas de estabilidade do processo e aquecimento da chapa de teste, mesa, tocha e do
bico de contato.
Pode-se presumir ser uma tarefa trivial a medição das características geométricas
utilizando o sistema descrito acima, mas o mesmo contém algumas fontes de erro que
merecem ser citadas, tal como algum eventual erro de calibração. Neste caso, procurou-se
realizar a calibração em duas direções utilizando o maior comprimento possível na malha de
calibração. Mas este seria um erro sistemático, que não refletiria nas tendências dos
resultados, mas apenas provocaria um “offset” nos valores para mais ou para menos. Um outro
tipo de erro, este associado ao operador do sistema de medição, seria na marcação das linhas
a serem medidas e na delimitação das áreas. Ainda se poderiam somar estes dois tipos de erro
citados com a variação na posição de corte das amostras, que pode ocorrer tanto em um pico
como em um vale das costelas do cordão de solda, e também no momento de realizar o
polimento pode-se eventualmente arredondar as amostras, o que poderia também
Procedimento Experimental - 37
comprometer o resultado, especialmente o de área adicionada. Sabendo disso, é razoável
esperar encontrar alguma variância nas medidas de cada experimento, associada aos diversos
possíveis tipos de erros citados.
Largura
Reforço
Penetração
Área Fundida
Área Adicionada
Largura
Reforço
Penetração
Largura
Reforço
Penetração
Área Fundida
Área Adicionada
Deposição
Posição de corte das macros
2 cm
Largura
Reforço
Penetração
Área Fundida
Área Adicionada
Largura
Reforço
Penetração
Largura
Reforço
Penetração
Área Fundida
Área Adicionada
Largura
Reforço
Penetração
Largura
Reforço
Penetração
Área Fundida
Área Adicionada
Largura
Reforço
Penetração
Largura
Reforço
Penetração
Área Fundida
Área Adicionada
Deposição
Posição de corte das macros
2 cm
Figura 3.8 – Características Geométricas do cordão de solda.
Avaliação do Procedimento Experimental - 38
Capítulo 4
4. Avaliação do Sistema para Quantificar as Características Cinemáticas das Gotas
A idéia de mensurar automaticamente a transferência metálica tem acompanhado
os pesquisadores do LAPROSOLDA/UFU, e de diversos outros centros de pesquisa, levando-
os a desenvolver e aperfeiçoar sistemas cada vez mais complexos e avançados. Dentre estes
sistemas de mensuração, destacam-se as rotinas “VideoAnalisador.vi” (Maia, 2001), na
plataforma LabView, e “Optimas MA 1.4”®, na plataforma Optimas CO. Ao passo em que são
incrementadas as ferramentas, se gera a demanda pela sua avaliação. Um exemplo criterioso
de avaliação, baseada na comparação entre as medidas realizadas pelos pesquisadores do
LAPROSOLDA/UFU e as medidas realizadas pelo “VideoAnalisador.vi”, já foi realizada, com
resultados satisfatórios (Maia et al, 2003). Em um outro estudo, foi inserida a utilização do
programa “Optimas MA 1.4”® para a caracterização cinemática da transferência metálica, cuja
avaliação se faz presente neste capítulo e já fora divulgada (Rodrigues et al, 2004).
Adicionalmente, aproveitou-se os experimentos realizados para avaliar o software “Optimas MA
1.4”® para se fazer uma avaliação diferente do “VideoAnalisador.vi”, que também é aqui
apresentada.
Esse tipo de avaliação se justifica pelo fato da confiabilidade dos resultados
fornecidos por estas ferramentas ser de extrema importância. O conhecimento do erro contido
nesses procedimentos é necessário para reforçar as conclusões sobre os efeitos das variáveis
envolvidas na transferência metálica. Para isso, realizou-se um experimento simples, mas
bastante elucidativo, o qual posteriormente verificou-se também já haver sido utilizado com
sucesso por outros pesquisadores (Lin et al, 2001). Esse experimento se baseia no uso de
algumas esferas de dimensões conhecidas, como “falsas gotas”. Essas esferas foram soltas
(utilizando um eletroímã) e atravessaram o feixe de laser, à frente da câmera (Figura 4.1),
viajando num meio conhecido (atmosfera), sob a ação de uma aceleração conhecida
(gravidade), simulando o fenômeno da transferência metálica. Aplicando-se a mesma técnica e
aparelhos utilizados para visualizar e medir as gotas em transferência, levantaram-se curvas de
posição versus tempo da queda livre dessas esferas. Obviamente, as condições de contorno
deste experimento são bem melhor conhecidas do que no caso das gotas reais, que viajam no
interior do fluxo de plasma da soldagem. Caso seja observada alguma dispersão nos
resultados de uma mesma “falsa gota” e/ou entre “falsas gotas” com diferentes diâmetros,
concluir-se-á que o erro é intrínseco à técnica e não ao fenômeno. Este experimento ainda
pode dar outras importantes informações. Por exemplo, permite também verificar a precisão da
Avaliação do Procedimento Experimental - 39
medida (dimensional e de forma) do diâmetro das gotas, que é realizada pelo programa
“VideoAnalisador.vi”.
Laser
Sistema óptico
Eletroímã Câmera
Laser
Sistema óptico
Eletroímã Câmera
Figura 4.1 – Esquema da bancada utilizada para avaliar os erros de medida das gotas
4.1 Metodologia de avaliação
Os seguintes critérios foram utilizados para avaliar a acuidade dos métodos e
processos citados no capítulo anterior:
• A aceleração obtida para cada “falsa gota” em comparação à aceleração da
gravidade esperada;
• Os coeficientes de correlação das curvas posição x tempo das “falsas
gotas”; e
• A medição via software do diâmetro de cada “falsa gota” em comparação ao
valor real, para diferentes aumentos.
De posse das imagens das “falsas gotas” em queda, utilizou-se o programa
"Optimas MA 1.4" para levantar os pontos da trajetória da esfera em queda livre. Repetiu-se
esse experimento aplicando-se mais duas ampliações (zoom) diferentes para as imagens
capitadas. Comparando as filmagens da queda das esferas em diferentes aumentos, avalia-se
se há influência do mesmo sobre as trajetórias obtidas.
As mesmas imagens citadas no parágrafo anterior foram aproveitadas para avaliar
o programa “VídeoAnalisador.vi”, determinando digitalmente o diâmetro das esferas utilizadas,
e comparando-o com o diâmetro medido. Uma avaliação visual simples da esfericidade do
elemento nas imagens permite avaliar se houve deformação dos objetos em movimento na
filmagem com alta velocidade.
4.2 Resultados
De uma maneira geral, alguns erros já eram esperados, uma vez que o eletroímã
construído no laboratório possui uma razoável inércia magnética, o que proporciona a
ocorrência de campo magnético residual no momento de soltar as esferas. Este campo
Avaliação do Procedimento Experimental - 40
residual, além do empuxo do ar, pode ser responsável por uma redução na aceleração inicial
de queda das esferas, ou mesmo pelo seu não descolamento do eletroímã ao se desligar o
mesmo. Alguns experimentos foram realizados com a liberação da esfera pela inversão do
sentido da corrente nas espiras do eletroímã. Isso também pode ter acarretado uma aceleração
inicial maior que a da gravidade. A Figura 4.2 apresenta exemplos de quadros das filmagens
em dois dos aumentos utilizados.
Calibração
∅ da “Falsa Gota” (pelo metroscópio)
2,3763 mm
Ampliação Grande (25 pixels/mm)
3,1723 mm
2,3763 mm
Ampliação média (14,3 pixels/mm)
3,1723 mm
Figura 4.2 – Ilustração de imagens usadas para medição dos diâmetros das “falsas gotas”.
Em nenhuma das filmagens realizadas foi observado qualquer desvio de
esfericidade dos elementos nas imagens. Considera-se que a velocidade de obturação
utilizada, de 1/24000, é adequada a minimizar e até evitar deformações decorrentes do
movimento dos elementos. Para um melhor efeito de comparação, as esferas utilizadas como
“falsas gotas” foram medidas com um Metroscópio Horizontal de 0,2 μm de resolução,
disponível no Laboratório de Metrologia da FEMEC/UFU. A Tabela 4.1 apresenta a média de
Avaliação do Procedimento Experimental - 41
três medidas de cada esfera, realizadas no metroscópio, bem como o resultado de 100
medições feitas utilizando-se o “VideoAnalisador.vi”, com os respectivos desvios padrão (σ).
Observa-se também, nessa tabela, que a diferença (Δ) apresentada entre as medidas do
metroscópio e do “VideoAnalisador.Vi” manteve-se aproximadamente constante, com
tendência a aumentar para maiores “falsas gotas”. Isso é provocado pelo pré-processamento
das imagens que é feito para que as mesmas possam ser avaliadas pelo programa, além da
distorção provocada pela utilização de lentes objetivas nas filmagens. Nestes experimentos
também se detectou uma particularidade do programa “VideoAnalisador.vi”: quando da
utilização de uma ampliação pequena (elementos menores nas imagens) o mesmo não detecta
a existência das “falsas gotas”, o que conduz à recomendação de não utilizar ampliações
pequenas nas filmagens a serem medidas pelo programa.
Tabela 4.1 – Medidas do diâmetro das esferas utilizadas em função do diâmetro nominal
ideoAnalisador.vi” (mm)
crescente e da ampliação da imagem.
Diâmetro experimental medido pelo “V
Maior Ampliação
Ampliação Média Menor ampliação
(25 pixels/mm)
(14,5 pixels/mm) (12,5 pixels/mm)
Diâmetro Nominal
Metroscópio Horizontal
Mé
M M
medido pelo
(mm)
dia
σ Δ
édia
σ Δ
édia
σ Δ
0,7962 (
0 0 0 0
σ = 0,0022)
0,70 ,01 ,10 0,60 ,01 ,20 - - -
1,3535 (σ = 0,0784)
1,30 0,01 0,05 1,30 0,02 0,05 - - -
1,9617 (σ = 0,0263)
1,90 0,01 0,06 1,90 0,03 0,06 - - -
2,3763 (σ = 0,0024)
2,10 0,09 0,38 2,20 0,03 0,28 2,20 0,03 0,28
3,1723 (σ = 0,0012)
3,10 0,11 0,07 3,00 0,22 0,17 3,10 0,03 0,07
Ond re d ro a m xp n
aceleração da gravidade à altitude aproximada em que foram realizados os
experiment
e
Δ
é a diferença ent iâmet nomin l e diâ etro e erime tal
A
os é de 9,7838163 m/s
2
(Soares, 2006). A Tabela 4.2 apresenta os valores medidos
da aceleração da gravidade nas ampliações média e grande, bem como a diferença (Δ) entre
estes valores e o valor real citado. A maior ampliação apresentou uma menor dispersão dos
resultados, representada pelos desvios padrão. Mesmo com o fato do eletroímã utilizado não
realizar, na maioria das vezes, lançamentos perfeitos, o desvio padrão de todas as medidas
realizadas foi de apenas 0,44 m/s
2
, revelando que, de uma maneira geral, a técnica apresenta
bons resultados. A diferença entre a média global das medidas realizadas e o valor real foi de
0,17 m/s
2
, ou aproximadamente 1,8% do valor obtido na literatura, indicando uma razoável
aplicabilidade da técnica. Como este erro é do tipo sistemático, não aleatório, considera-se
para a mensuração de acelerações da ordem das observadas em transferência metálica, que é
Avaliação do Procedimento Experimental - 42
de aproximadamente 10 m/s
2
para transferência globular (Jones et al, 1998c) e de
aproximadamente 100 a 200 m/s
2
para transferência goticular (Clark et al, 1989; Rhee &
Kannatey-Asibu, 1992; Rodrigues et al, 2004) a técnica adequada.
Nas avaliações a seguir foi omitida a avaliação da menor ampliação, uma vez que
não foi pos
Tabela 4.2 – Medidas da aceleração da gravidade em função de “falsas gotas” com diâmetro
edida (m/s )
sível executar o passo anterior para esta ampliação. Optou-se então por avaliar os
resultados obtidos utilizando-se a ampliação média e a ampliação maior.
nominal crescente e da ampliação da imagem
Aceleração da Gravidade m
2
Diâmetro Nominal (mm)
Ampliaçã
Ampliação
Δ
o
Δ
Maior
Δ
Valor
média Médio
0,7962 0,15 -0,52 -0,18 9,93 9,26 9,60
1,3535 9,99 0,21 9,85 0,07 9,92 0,14
1,9617 9,41 -0,37 9,61 -0,17 9,51 -0,27
2,3763 8,69 -1,09 10,21 0,43 9,45 -0,33
3,1723 9,41 -0,37 9,74 -0,04 9,58 -0,20
Desvio padrão: 0,52 0,34
Média
Global:
9,61 -0,17
Onde
Δ
é a diferença entre a gravidade medida e a gravidade estim ,7838163 m/s ) e o
A Figura 4.3 e a Figura 4.4 apresentam as curvas posição versus tempo para todas
as “gotas f
ção das curvas levantadas para cada
“falsa gota”
ada (9
2
valor médio representa a média entre os valores com ampliação média e maior.
alsas” nas ampliações grande e média, respectivamente. Observa-se que há uma
pequena dispersão entre as curvas obtidas, mais evidenciada para as curvas levantadas com
maior ampliação. Isso pode ser atribuído à característica inadequada do eletroímã construído,
que possui uma grande inércia magnética, o que provocou lançamentos forçados pela reversão
dos pólos do ímã, como citado anteriormente. Considera-se que o resultado apresentado,
principalmente na ampliação média, satisfaz ao que se pretende no levantamento das curvas
posição versus tempo das gotas em transferência, permitindo avaliar com certa clareza a
aleatoriedade do movimento de cada uma das gotas metálicas em transferência em
comparação com as demais de um mesmo experimento.
Da Figura 4.5 à Figura 4.9 têm-se uma separa
. Para que as curvas não ficassem sobrepostas, com o intuito de avaliar a dispersão
de cada uma delas, foi feito um deslocamento (“offset”) para a esquerda de cada curva obtida
com a maior ampliação. Em todos os casos o coeficiente de correlação obtido foi da ordem de
Avaliação do Procedimento Experimental - 43
0,9999 ou superior. Contudo, ainda observa-se que há, na maioria dos casos, uma pequena
dispersão dos pontos em relação à sua curva de ajuste. Esta dispersão, ainda que pequena, é
mais evidenciada nas curvas levantadas com ampliação média, e nas curvas das esferas
maiores. Este fato pode estar relacionado com a dificuldade experimental de marcar
corretamente a posição dos elementos (gotas) a cada quadro de filmagem, conforme descrito
no item 3.2.2.
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
3,5
4
4,5
5
0 5 10 15 20 25 30
t (ms)
x (mm)
3,2 mm
2,4 mm
1,9 mm
1,3 mm
0,7 mm
Figura 4.3 – Curvas posição x tempo obtidas com esferas de todos tamanhos em queda livre,
medidas com ampliação média.
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
3,5
4
4,5
5
0 5 10 15 20 25
t (ms)
x (mm)
3,2 mm
2,4 mm
1,9 mm
1,3 mm
0,7 mm
Figura 4.4 – Curvas posição x tempo obtidas com esferas de todos tamanhos em queda livre,
medidas com ampliação maior.
Avaliação do Procedimento Experimental - 44
x = 0,0047t
2
+ 0,0641t + 0,3157
x = 0,0049t
2
+ 0,0378t + 0,066
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
3,5
4
4,5
5
0 5 10 15 20 25 30
t (ms)
x (mm)
m
lia
ão maior.
A
m
p
lia
ç
ão Méd.
Figura 4.5 – Curvas obtidas para a “falsa gota” de 0,7 mm.
x = 0,0052t
2
+ 0,1148t + 0,3429
x = 0,0049t
2
+ 0,01t + 0,2968
0
1
2
3
4
5
6
0 5 10 15 20 25 30
t (ms)
x (mm)
A
m
p
lia
ç
ão maior
A
m
p
lia
ç
ão Méd.
Figura 4.6 - Curvas obtidas para a “falsa gota” de 1,3 mm
x = 0,0051t
2
+ 0,0575t + 0,2944
x = 0,005t
2
+ 0,0256t + 0,0943
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
3,5
4
4,5
5
0 5 10 15 20 25 30
t (ms)
x (mm)
m
lia
ão maior.
A
m
p
lia
ç
ão Méd.
Figura 4.7 - Curvas obtidas para a “falsa gota” de 1,9 mm
Avaliação do Procedimento Experimental - 45
x = 0,0047t
2
+ 0,0538t + 0,2185
x = 0,0051t
2
+ 0,0957t + 0,3391
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
3,5
4
4,5
5
0 5 10 15 20 25 30
t (ms)
x (mm)
mpliação maior.
A
mpliação Méd.
Figura 4.8 - Curvas obtidas para a “falsa gota” de 2,4 mm
x = 0,0043t
2
+ 0,051t + 0,3351
x = 0,0049t
2
+ 0,0825t + 0,3646
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
3,5
4
4,5
5
0 5 10 15 20 25 30
t (ms)
x (mm)
A
mpliação maior
A
mpliação média
Figura 4.9 - Curvas obtidas para a “falsa gota” de 3,2 mm
4.3 Conclusão
A técnica de levantamento das curvas posição versus tempo das gotas em
transferência utilizando o programa “Optimas MA®” apresentou desempenho satisfatório na
avaliação, a partir da qual se pode enumerar suas principais características:
• Há dispersão dos pontos experimentais devido à dificuldade de posicionar
fielmente os alvos nas imagens (tal como na Figura 3.6);
• Há dispersão no valor da aceleração determinada através das curvas, cujo erro
é menor que 5%; e
• Mesmo com a dispersão apresentada, o ajuste dos pontos experimentais
apresenta uma excelente correlação.
Avaliação do Procedimento Experimental - 46
Sobre o programa “VideoAnalisador.vi”, apesar de ter-se observado um erro
nas medições geométricas das “falsasistemático s gotas”, a ampliação empregada não
influencia
nálise da transferência (eletrodo, gota e peça), dado que a
maior ampl
nas medições. Provavelmente, se por um lado tem-se mais pixels/mm, distorções
provocadas pela utilização de lentes objetivas são mais críticas, e são maiores quanto maiores
forem os elementos nas imagens.
Procurar-se-á utilizar sempre a maior ampliação possível em que se possa observar
os elementos essenciais para a a
iação apresentou menor dispersão nos resultados de aceleração e nas curvas de
posicionamento das gotas.
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica...aço-carbono - 47
Capítulo 5
5. Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica em MIG/MAG com
arame-eletrodo de aço carbono
5.1 Planejamento Experimental
A proposta metodológica deste capítulo é estudar as características cinemáticas e
dinâmicas da transferência metálica durante o processo MIG/MAG de aço comum ao carbono,
sob a influência da variação da intensidade de corrente média e do comprimento do arco. Para
tanto, optou-se por usar três níveis de corrente e três níveis de Distância Bico de Contato-Peça
(DBCP), estes últimos visando três comprimentos de arco distintos para cada corrente, arco
curto (DBCP = 18 mm), arco médio (DBCP = 22 mm) e arco longo (DBCP = 26 mm). As
soldagens foram feitas utilizando-se uma fonte de soldagem eletrônica no modo corrente
constante e velocidade de alimentação constante (ver item 3.1) para cada nível de corrente,
com arame de aço da classe AWS ER70S-6, ∅1,2 mm, gás de proteção Ar + 5%O
2
e
soldagens de simples deposição sobre chapas de teste de aço comum ao carbono (300 x 38 x
12,7 mm), do tipo ABNT 1020.
A Tabela 5.1 apresenta os parâmetros de regulagem (conforme o planejamento
experimental 3 x 3 para I
REG
(corrente de regulagem) e DBCP e os correspondentes valores de
Va, velocidades de alimentação de arame, e Vs, velocidade de soldagem) e monitorados
durante os ensaios, ou seja, tensão média de arco (U
M
) e corrente média de soldagem (I
M
).
Estes valores representam amostras de 5 s a uma taxa de aquisição de 10 kHz por canal e
uma resolução de 12 bits. Observa-se que valores crescentes de tensão para uma mesma
corrente à medida que se fez a DBCP aumentar, dando indício de que se conseguiu três
valores de comprimento de arco para cada valor de corrente. Oscilogramas dos sinais de
corrente e tensão referentes aos experimentos estão presentes no Anexo I.
Apesar de não estar no escopo do trabalho, achou-se interessante analisar o
comportamento da relação I
M
x U
M
para os três níveis de comprimento de arco (análogo à
DBCP), como ilustra a Figura 5.1. Como se vê, U
M
, para uma dada corrente, aumenta com o
crescimento do arco, mas observa-se uma variação muito maior da tensão na mudança de arco
curto (DBCP 18 mm) para arco médio (DBCP = 22 mm) do que de arco médio (DBCP =
22 mm) para arco longo (DBCP = 26 mm). Este fato se justifica pela impossibilidade do volume
do arco, e consequentemente a área de troca de calor, e/ou a área da região catódica (que são
parcelas significativas na composição da tensão total do arco) crescer proporcionalmente em
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica...aço-carbono - 48
relação à DBCP (o que vai mais à frente justificar o porquê de não haver uma relação exata
entre o aumento da DBCP e do comprimento de arco, como esperado pela demonstração do
item 3.1). Também se observa um comportamento genericamente atípico para as curvas da
relação I
M
x U
M
a uma mesma DBCP; ao se aumentar a corrente de soldagem de 200 para
250 A, há uma tênue queda de tensão ao invés de um constante crescimento da mesma.
Resultado similar foi observado por Costa (2003) e Bingul (1996) e atribuído, dentre outras
hipóteses, à diferença no tamanho das gotas na transição globular-goticular e sua provável
contribuição, enquanto componente da resistência no circuito bico de contato-eletrodo-gota-
arco-poça (Ponomarev et al, 2002), no maior valor de tensão anterior à transição, em
comparação às tensões obtidas depois da mesma. Essa situação é similar à experimentada
com os parâmetros da Tabela 5.1 e é bem evidenciada em soldagens com fontes tipo corrente
constante (Modenesi & Reis, 2005).
Tabela 5.1 – Parâmetros de soldagem monitorados em função dos valores de regulagem (AWS
ER70S-6, ∅1,2 mm, gás de proteção Ar + 5%O
2
).
Valores de Regulagem Valores Monitorados
Teste
I
REG
(A) DBCP (mm) Va (m/min) Vs (cm/min) I
M
(A) U
M
(V)
A 18 (arco curto) 4,8 28,8 201 29,8
B 22 (arco médio) 4,8 28,8 200 34,9
C
200
26 (arco longo) 4,8 28,8 201 36,6
D
18 (arco curto) 6,9 40,8 250 29,4
E 22 (arco médio) 6,9 40,8 248 34,1
F
250
26 (arco longo) 6,9 40,8 248 36,3
G
18 (arco curto) 8,3 50,0 299 33,2
H 22 (arco médio) 8,3 50,0 297 37,4
I
300
26 (arco longo) 8,3 50,0 297 39,6
Ainda tentando confirmar os resultados apresentados na Figura 5.1, apresenta-se
na Figura 5.2 curvas da velocidade de fusão para arames AWS ER 70S-6 com diâmetro de 1,0
e 1,2 mm, obtidas por Modenesi & Reis (2005), utilizando Ar + 2%O
2
como gás de proteção, e
também em corrente constante. Sobre estas curvas foram sobrepostos pontos representativos
da relação I
M
x Va, retirados da Tabela 5.1, obtidos em condição experimental semelhante, mas
um pouco diferente (lembrar que a velocidade de alimentação corresponde à taxa de fusão). As
principais diferenças experimentais entre os dois levantamentos é que Modenesi & Reis (2005)
utilizaram como gás de proteção Ar + 2%O
2
e comprimento energizado de eletrodo de 13 mm,
enquanto aqui se usou Ar + 5% O
2
e aproximadamente 14 mm respectivamente.
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica...aço-carbono - 49
28
30
32
34
36
38
40
175 200 225 250 275 300 325
IM (A)
UM (V)
DBCP = 18 mm
DBCP = 22 mm
DBCP = 26 mm
Figura 5.1 – Características estáticas dos arcos obtidos.
100 150 200 250 300 350
2
4
6
8
10
12
14
16
18
AWS E70S6 - s=13mm
Ar-2%O
2
φ = 1,0mm
φ = 1,2mm
Velocidade de fusão (m/min
Corrente (A)
AWS ER70S-6; ℓ = 13 mm
Ar+2%O
2
Corrente (A)
Velocidade de fusão (m/min)
100 150 200 250 300 350
2
4
6
8
10
12
14
16
18
AWS E70S6 - s=13mm
Ar-2%O
2
φ = 1,0mm
φ = 1,2mm
Velocidade de fusão (m/min
Corrente (A)
AWS ER70S-6; ℓ = 13 mm
Ar+2%O
2
Corrente (A)
Velocidade de fusão (m/min)
Figura 5.2 – Comparação das relações entre corrente e taxa de fusão obtidos (pontos cheios) e
os dados de Modenesi & Reis (2005)
Pode-se observar uma anomalia nas curvas (indicadas por setas) de Modenesi &
Reis (2005), caracterizada pela redução de sua primeira derivada. A anomalia começa ao redor
de 200 A para arame de 1,0 mm e de 250 A para arame de 1,2 mm, e foi atribuída pelos
autores à transição de goticular para goticular com elongamento. Observa-se uma grande
semelhança dos pontos experimentais deste trabalho com os pontos da curva dos autores
acima mencionados.
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica...aço-carbono - 50
5.2 Caracterização geométrica da transferência metálica
A Figura 5.3 mostra quadros representativos das soldagens realizadas, permitindo
uma visualização dos tipos de transferências e comprimentos de arco alcançados com as
combinações de parâmetros, enquanto a Tabela 5.2 apresenta os resultados das
quantificações geométricas e as freqüências das gotas em transferência. Observa-se, por estas
figura e tabela, que o comprimento do arco (a) aumentou aproximadamente na mesma razão
em que se aumentou a DBCP. Pequenas variações (Δa) entre valores do comprimento de arco
(medido com o “Vídeo Analisador”) em relação ao esperado pela variação da DBCP podem ser
devidas ao fato de que, ao se alterar a corrente e/ou o comprimento do arco, também se
promovam alterações nas composições químicas do plasma, conseqüentemente nas suas
propriedades térmicas (podendo modificar as constantes α e β da equação geral de consumo –
Equação 3.1) e nas formas de escoamento do mesmo (afetam a velocidade do plasma,
conseqüentemente agindo de forma diferenciada sobre o arraste da gota e atrito com o meio),
além das razões das alterações intrísicas da geometria do arco já citadas para explicar a
variação da tensão no item anterior. O desvio padrão do comprimento do arco medido (σa)
apresentou-se maior para transferência globular, fato atribuído à propria natureza desse modo
de transferência, onde a conexão do arco com o eletrodo tende a se manter abaixo das gotas
(Ponomarev et al., 2002), expressivamente maiores que no modo goticular.
A Tabela 5.2 ainda apresenta os valores médios do diâmetro das gotas (d), seus
desvios padrão (σd), bem como de sua freqüência de destacamento (f). Para se verificar a
coerência dos valores obtidos dos diâmetros das gotas, procede-se a análise a seguir. A
Tabela 5.3 apresenta uma estimativa da freqüência real de destacamento baseada nas
medições do diâmetro das gotas e seu desvio padrão, apresentados na tabela anterior. Para a
estimativa da massa das gotas (Mg), adotou-se, para a densidade das gotas, o valor de
7500 kg/m
3
(Kin & Na, 2001). A freqüência esperada (f
ESP
) foi calculada utilizando-se o
diâmetro médio das gotas; a máxima freqüência foi calculada utilizando-se o diâmetro mínimo
das gotas, ou seja, o diâmetro médio subtraído do desvio padrão; e a freqüência mínima foi
calculada de forma análoga, mas com o máximo diâmetro das gotas. Observa-se que em todos
os casos as freqüências medidas estão entre a máxima e a mínima freqüência esperadas, e
são menores que a freqüência esperada calculada. Este comportamento dá a entender que a
maioria das gotas tende a ser um pouco maior que a média, o que faz com que a freqüência
medida seja um pouco menor que a esperada. Lembrando que nestes cálculos não se levou
em consideração a evaporação do material da gota, considera-se coerente o comportamento
observado para as freqüências obtidas em relação ao intervalo de freqüência esperada obtido.
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica...aço-carbono - 51
I
REG
(A)
DBCP
200 250 300
18 mm
(arco curto
– 3,9 a 4,7
mm)
A D G
22 mm
(arco médio
– 9,0 a 9,5
mm)
B E H
26 mm
(arco longo
– 12,3 a
14,5 mm)
C F I
Figura 5.3 – Filmagens realizadas dispostas em função da DBCP e da corrente de soldagem.
Tabela 5.2 – Características geométricas das transferências metálicas.
Teste
I
REG
(A)
DBCP
(mm)
a (mm)
Δa (mm) σa (mm)
d (mm)
Δd (mm) σd (mm)
f (Hz)
A 18 3,9 - 2,4
2,2
- 0,4 14
B 22 9,0 5,1 2,9
1,8
-0,4 0,4 16
C
200
26 14,5 5,5 2,1
1,5
-0,3 0,3 32
D 18 3,7 - 1,1
1,1
- 0,2 211
E 22 9,3 5,6 1,3
1,1
- 0,1 172
F
250
26 13,2 3,9 1,4
1,0
-0,1 0,2 210
G 18 4,7 - 1,2
0,8
- 0,1 548
H 22 9,5 4,8 1,4
0,8
- 0,1 520
I
300
26 12,3 2,8 1,4
0,7
-0,1 0,2 525
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica...aço-carbono - 52
Tabela 5.3 – Relação entre a freqüência esperada de destacamento e a freqüência real.
Teste
I
REG
(A)
a (mm) Va (kg/s) d (mm) Mg (kg) f
ESP
(Hz)
Max
(Hz)
Min
(Hz)
f (Hz)
A 3,9
7,05E-04
2,2 4,2E-05
17 31 10
14
B 9,0
7,05E-04
1,8 2,3E-05
31 65 17
16
C
200
14,5
7,05E-04
1,5 1,3E-05
53 104 31
32
D 3,7
1,01E-03
1,1 5,2E-06
194 354 118
211
E 9,3
1,01E-03
1,1 5,2E-06
194 258 150
172
F
250
13,2
1,01E-03
1,0 3,9E-06
258 505 150
210
G 4,7
1,22E-03
0,8 2,0E-06
607 906 426
548
H 9,5
1,22E-03
0,8 2,0E-06
607 906 426
520
I
300
12,3
1,22E-03
0,7 1,3E-06
906 2486 426
525
Voltando a análise da Tabela 5.2, observa-se que ao se aumentar a corrente, para
um dado nível de comprimento de arco (valor de DBCP), há uma tendência clara de redução
dos diâmetros médios, bem como um aumento nas freqüências de destacamento das gotas,
como esperado, conseqüência da ação de um maior efeito “pinch”. Observa-se também que há
uma tendência de redução dos diâmetros médios das gotas, bem como um aumento nas suas
freqüências de destacamento, com o aumento do comprimento do arco (aumento da DBCP)
para o menor valor de corrente (200 A, com transferência globular). Este fato, ao contrário do
apontado acima, não seria o esperado, já que a taxa de fusão (imposta pela Va) e corrente
mantiveram-se constantes para cada caso (a transferência deveria ficar igual). Mesmo que esta
característica (redução dos diâmetros e aumento da freqüência de destacamento das gotas
com o aumento do comprimento do arco na menor corrente) não tenha ficado clara para as
correntes maiores, acredita-se que o fenômeno pode estar relacionado com o efeito de arraste
dos gases, que só se pronunciaria significantemente em gotas grandes. Em outras palavras, o
aumento do comprimento de arco (apenas em I
REG
= 200 A, ou seja, com o mesmo efeito
“pinch”) afetaria os componentes considerados pela teoria do balanço estático das forças, a
qual governa bem o modo globular, muito embora não se aplique fielmente ao modo goticular
de transferência metálica (Scotti, 1998).
5.3 Medição das características cinemáticas das gotas
Para a caracterização cinemática das gotas, foi determinado o número mínimo para
amostragem utilizou-se o critério de determinação do número mínimo de amostras para
pequenas populações, com um nível de confiança de 95%, segundo a distribuição t-Student.
Assim, foram realizadas medidas em 9 gotas de cada experimento, escolhidas aleatoriamente
3 no começo do filme, 3 no meio e 3 no final, diferentemente de Jones et al (1998c), que optou
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica...aço-carbono - 53
por levantar trajetórias apenas de 2 gotas consecutivas em cada um de seus experimentos,
sem ter avaliado a representatividade dessa amostra, como mostrado no Capítulo 2.
As Figuras 5.4 a 5.12 apresentam as curvas de posição versus tempo das 9 gotas
para cada condição estudada neste capítulo. O fato das curvas em cada experimento serem
diferentes entre si leva a crer que cada gota é criada e viaja no plasma de maneira particular,
mesmo sob, em média, a mesma condição. Este fenômeno pode ser causado por várias razões
aleatórias, dentre as quais as variações no fluxo de plasma, como turbulências e variações na
densidade, forças de reação advindas da própria gota, tais como reações químicas com perda
ou ganho de massa, mudanças de forma e dimensão ou variações na densidade da gota. Mas,
de uma forma geral, os experimentos com maior corrente e menor comprimento de arco
apresentaram um comportamento mais homogêneo com relação à dispersão. Acredita-se que
isso pode ser devido a diferenças de massa entre as gotas de experimentos com correntes
diferentes (pode-se esperar que gotas maiores sejam mais sensíveis a perturbações de fluxo)
ou diferenças de massa entre as gotas num mesmo experimento (σd na ordem do tamanho das
gotas). Ainda observando as Figuras 5.4 a 5.12, um aumento no comprimento do arco, bem
como uma redução de corrente tornam as curvas mais “parabólicas”, evidenciando a existência
de uma aceleração média (positiva) sobre as gotas nestas condições (como demonstrado pela
tendência crescente da velocidade mostrada na Figura 5.13).
0
2
4
6
8
10
12
14
16
0 5 10 15 20 25
t (ms)
x (mm)
Figura 5.4 – Curvas posição x tempo, teste A. I = 200 A; DBCP = 18 mm (a = 3,9 mm)
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica...aço-carbono - 54
0
2
4
6
8
10
12
14
16
0 5 10 15 20 25
t (ms)
x (mm)
Figura 5.5 – Curvas posição x tempo, teste B. I = 200 A; DBCP = 22 mm. (a = 9 mm)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
0 5 10 15 20 25
t (ms)
x (mm)
Figura 5.6 – Curvas posição x tempo, teste C. I = 200 A; DBCP = 26 mm. (a = 14,5 mm)
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica...aço-carbono - 55
0
2
4
6
8
10
12
14
16
0 5 10 15 20 25
t (ms)
x (mm)
Figura 5.7 – Curvas posição x tempo, teste D. I = 250 A; DBCP = 18 mm. (a = 3,7 mm)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
0 5 10 15 20 25
t (ms)
x (mm)
Figura 5.8 – Curvas posição x tempo, teste E. I = 250 A; DBCP = 22 mm. (a = 9,3 mm)
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica...aço-carbono - 56
0
2
4
6
8
10
12
14
16
0 5 10 15 20 25
t (ms)
x (mm)
Figura 5.9 – Curvas posição x tempo, teste F. I = 250 A; DBCP = 26 mm. (a = 13,2 mm)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
0 5 10 15 20 25
t (ms)
x (mm)
Figura 5.10 – Curvas posição x tempo, teste G. I = 300 A; DBCP = 18 mm. (a = 4,7 mm)
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica...aço-carbono - 57
0
2
4
6
8
10
12
14
16
0 5 10 15 20 25
t (ms)
x (mm)
Figura 5.11 – Curvas posição x tempo, teste H. I = 300 A; DBCP = 22 mm. (a = 9,5 mm)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
0 5 10 15 20 25
t (ms)
x (mm)
Figura 5.12 – Curvas posição x tempo, teste I. I = 300 A; DBCP = 26 mm. (a = 12,3 mm)
v = 0,0425t + 0,4435
R
2
= 0,7261
x = 0,0236t
2
+ 0,4303t
R
2
= 0,9995
0
2
4
6
8
10
12
14
0369121518
t (ms)
x (mm)
0
1
2
3
4
5
6
7
v (m/s)
v = 0,0425t + 0,4435
R
2
= 0,7261
x = 0,0236t
2
+ 0,4303t
R
2
= 0,9995
0
2
4
6
8
10
12
14
0369121518
t (ms)
x (mm)
0
1
2
3
4
5
6
7
v (m/s)
Figura 5.13 – Ilustração do efeito do parabolismo das curvas posição x tempo sobre a
velocidade das gotas em transferência. (I = 250 A; a = 13,2 mm).
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica...aço-carbono - 58
5.3.1. Avaliação da velocidade de chegada da gota à poça de fusão
Para a medição das velocidades de chegada das gotas à poça de fusão (V
CHE
)
utilizou-se os dois últimos pontos das curvas posição versus tempo de cada gota, conforme
descrito no Capítulo 3. As Tabela 5.4 e Tabela 5.5 mostram as medidas realizadas para cada
gota amostrada, bem como suas médias e o resultado da análise de variância (ANOVA).
Percebe-se que o comprimento do arco afeta significativamente V
CHE
, com 99% de certeza nos
níveis de corrente de 200 e 300 A, e com 93% de certeza à corrente de 250 A. Já a corrente de
soldagem afeta significativamente a V
CHE
nos três níveis de comprimento do arco. Lin et al
(2001) mostraram o efeito da corrente de soldagem e do diâmetro do eletrodo na velocidade
das gotas logo após o destacamento, obtiveram valores da ordem de 0,5 m/s para a corrente
de 200 A, e de 1,3 m/s para 250 A, como pode ser visto na Figura 2.21, da mesma ordem das
velocidades aqui observadas.
Tabela 5.4 – Velocidade de chegada: medidas, médias e resultado da ANOVA (V
CHE
–
I x comprimento do arco (análogo à DBCP)).
Corrente 200 250 300
arco Curto Médio Longo Curto Médio Longo Curto Médio Longo
0,59 0,84 0,56 0,49 1,40 1,28 0,93 1,13 1,82
0,66 0,80 0,92 0,83 1,40 1,40 1,36 1,52 1,84
0,34 0,49 1,00 1,05 1,62 1,75 1,31 1,13 2,00
0,27 0,28 0,98 1,12 1,17 1,28 1,17 1,33 1,68
0,20 0,77 1,06 1,12 0,88 0,76 1,12 1,35 1,84
0,40 0,64 0,58 1,12 0,95 1,26 0,98 1,14 1,96
0,80 0,65 0,70 1,12 1,39 1,24 1,05 1,18 1,70
0,59 0,77 0,78 1,33 0,80 1,56 1,21 1,27 1,60
Medidas
(m/s)
0,59 0,67 0,80 1,12 1,70 1,56 1,01 1,55 1,68
Média (m/s)
0,48 0,66 0,82 1,03 1,26 1,34 1,13 1,29 1,79
Nível de
significância
p < 0,01
p = 0,07
p < 0,01
A visualização do efeito de I e do comprimento do arco sobre V
CHE
(Figura 5.14)
mostra que V
CHE
cresce para arcos maiores independentemente da corrente. Este fato é
justificável pela cinemática, em que corpos acelerados adquirem maior velocidade se viajarem
por uma maior distância. Além disso, as gotas em arcos longos demoram mais tempo até
sofrerem uma eventual ação de frenagem pelos vapores metálicos gerados na poça de fusão
(ver um efeito claro de frenagem na Figura 5.4, com 200 A e arco curto, ou seja, DBCP de 18
mm). A Figura 5.14 mostra também que o efeito da corrente é dependente de seu valor; V
CHE
é
menor para baixa corrente, onde as gotas são maiores dos que as das correntes de 250 e 300
A, para as quais as gotas têm tamanhos mais próximos. Este fato caracteriza a importância do
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica...aço-carbono - 59
tamanho da gota, como pode ser visualizado na Figura 5.15, onde se pode perceber de forma
mais clara a tendência de queda de V
CHE
com o aumento do diâmetro das gotas. Considerando
que as velocidades iniciais das gotas, ainda em formação e junto ao arame, são as mesmas
em cada corrente (ou seja, cada corrente tem apenas uma velocidade de alimentação do
eletrodo), a razão para tal tendência é provavelmente aerodinâmica. Considerando que o jato
de plasma deva ter velocidade maior do que das gotas, da ordem de 100 m/s (Jones et al,
1998c; Hu & Tsai, 2007a), a ação do atrito do plasma com as gotas (ver Figura 2.10) deveria
ser a de aumentar a velocidade de gotas maiores (maior arraste), o que não aconteceu
provavelmente devido à sua maior massa, maior inércia.
Tabela 5.5 – Velocidade de chegada: medidas, médias e resultado da ANOVA (V
CHE
–
comprimento do arco (análogo à DBCP) x I).
Arco Curto Médio Longo
Corrente (A) 200 250 300 200 250 300 200 250 300
0,59 0,49 0,93 0,84 1,40 1,13 0,56 1,28 1,82
0,66 0,83 1,36 0,80 1,40 1,52 0,92 1,40 1,84
0,34 1,05 1,31 0,49 1,62 1,13 1,00 1,75 2,00
0,27 1,12 1,17 0,28 1,17 1,33 0,98 1,28 1,68
0,20 1,12 1,12 0,77 0,88 1,35 1,06 0,76 1,84
0,40 1,12 0,98 0,64 0,95 1,14 0,58 1,26 1,96
0,80 1,12 1,05 0,65 1,38 1,18 0,70 1,24 1,70
0,59 1,33 1,21 0,77 0,80 1,27 0,78 1,56 1,60
Medidas
(m/s)
0,59 1,12 1,01 0,67 1,70 1,55 0,80 1,56 1,68
Média (m/s)
0,48 1,03 1,13 0,66 1,26 1,29 0,82 1,34 1,79
Nível de
significância
p < 0,01 p < 0,01 p < 0,01
Percebe-se, consoantemente com os resultados de Rhee & Kannatey-Asibu (1992)
e Lin et al (2001) para a velocidade após o destacamento, um crescimento de V
CHE
com a
corrente. Este resultado pode ser associado a uma maior velocidade inicial, devido a maior
velocidade de alimentação, e uma maior força de arraste, devido à maior velocidade do jato de
plasma. Também se observa que a influência da corrente é dependente de seu valor (houve
pouca variação entre os valores de 250 e 300 A). Isto é justificável pelo tipo de transferência
metálica, que para a corrente menor é globular, passando a goticular nas corrente maiores,
mesmo que com gotas menores para maiores valores de corrente. Deve-se chamar atenção
para o fato de que a velocidade inicial (aproximadamente igual à velocidade de alimentação) é
sensivelmente menor do que a V
CHE
(comparar Va na Tabela 5.1 com V
CHE
na Tabela 5.4).
Porém, com o arco mais longo (DBCP = 26 mm) percebe-se variação da V
CHE
para maiores
níveis de corrente. Acredita-se que em arcos mais longos a força de arraste seja maior, de tal
forma a afetar a velocidade com que chegam mesmo gotas pequenas, aerodinamicamente
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica...aço-carbono - 60
menos sensíveis a esta componente. Algumas das hipóteses levantadas aqui deverão se
repetir nas análises de experimentos com outros gases de proteção e outros materiais, tal
como na soldagem com alumínio.
18 22 26
DBCP (mm)
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
1,8
2,0
2,2
V
CHE
(m/s)
Corrente (A) 200
Corrente (A) 250
Corrente (A) 300
Curto Médio Longo
Arco
18 22 26
DBCP (mm)
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
1,8
2,0
2,2
V
CHE
(m/s)
Corrente (A) 200
Corrente (A) 250
Corrente (A) 300
Curto Médio Longo
Arco
Figura 5.14 – Efeito de “I” e do comprimento do arco sobre “V
CHE
”.
0
0,5
1
1,5
2
2,5
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5
d (mm)
V
CHE
(m/s)
Arco Curto
Arco Médio
Arco Longo
0
0,5
1
1,5
2
2,5
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5
d (mm)
V
CHE
(m/s)
Arco Curto
Arco Médio
Arco Longo
Figura 5.15 – Efeito do diâmetro das gotas sobre V
CHE
.
5.3.2. Avaliação da aceleração média da gota durante a trajetória
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica...aço-carbono - 61
Para a determinação da aceleração média das gotas durante a trajetória (A
MED
),
utilizou-se as equações de ajuste dos pontos das trajetórias levantadas, tal como procederam
Jones et al (1998c). Obtém-se A
MED
através do dobro do coeficiente do termo quadrático das
equações dessas curvas.
A Tabela 5.6 e a Tabela 5.7 apresentam as medidas e o resultado da ANOVA em
cada corrente e em cada comprimento de arco utilizados, respectivamente. Jones et al (1998c)
obtiveram, soldando com eletrodos de diâmetro 1.6 mm, por conseguinte com gotas de maiores
dimensões, valores de aceleração média das gotas durante a transferência da ordem de 20
m/s2 para a corrente de 200 A, 35 m/s2 para correntes de 250 A e 58 m/s2 para correntes de
280 A, como pode ser observado na Figura 2.25. Na Tabela 5.6, observa-se que o
comprimento do arco afetou a aceleração média das gotas principalmente nas soldagens com
200 A de corrente. Aos 300 A de corrente, observa-se que o comprimento do arco (análogo a
DBCP) afeta com 94% de certeza a aceleração média durante a trajetória. Na Tabela 5.7
observa-se que a corrente exerce influência sobre a aceleração média durante a trajetória para
níveis de DBCP 18 e 22 mm, ou seja, para arcos curtos e médios respectivamente. Essa
influência ocorre de maneira similar nos dois comprimentos de arco citados, onde a aceleração
média das gotas durante a trajetória apresenta maiores valores quando a corrente é de 250 A.
O experimento apresentado no Capítulo 4 permite salientar o comportamento errático de A
MED
em cada experimento. Isto enfatiza também a particularidade da viagem de cada uma das
gotas através do plasma, o que não foi salientado no estudo de Jones et al (1998c). Devido a
isto é que não foi determinado o número mínimo de experimentos necessários à satisfação do
critério estatístico.
A Figura 5.16 apresenta o efeito de I e do comprimento do arco sobre A
MED
.
Observando as curvas da Figura 5.16, vê-se que à corrente de 300 A, o efeito do comprimento
do arco sobre A
MED
é diferente do apresentado para as correntes de 200 e 250 A. A maior A
MED
das gotas nos arcos mais longos demonstra ser prioritariamente devido ao efeito da cinemática,
explicado acima. Para os dois níveis mais baixos de corrente, quanto maior a corrente, maior
aceleração média das gotas, fato que também justifica a grande diferença entre as V
CHE
de
suas gotas. Já em 300 A, o comportamento parece ser dependente de outros fatores. Em arcos
curtos e médios, a aceleração é muito pequena (chegando a ser negativa, ou seja, algumas
gotas são freadas), o que pode justificar a razão da V
CHE
para estes arcos a 300 A ser próximo
da V
CHE
do arco a 250 A. Em arcos mais longos, a aceleração já assume os mais altos valores,
proporcionado diferença de V
CHE
em relação ao mesmo arco a 250 A. A explicação para tal fato
não é absolutamente clara (similar a um efeito repulsivo mais pronunciado dos jatos de vapores
metálicos quando a corrente é alta e o comprimento do arco é baixo).
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica...aço-carbono - 62
Tabela 5.6 – Aceleração média: medidas, médias e resultado da ANOVA (A
MED
– I x
Comprimento do arco (DBCP)).
Corrente (A) 200 250 300
Arco Curto Médio Longo Curto Médio Longo Curto Médio Longo
8,40 9,80 34,0
-80,0 193,4 115,6 -42,8 30,0 -111,0
0,20 15,8 25,6
7,60 46,8 104,6 -153,2 88,0 453,6
20,4 9,60 32,0
150,0 61,0 39,0 -4,60 -19,6 335,4
12,6 17,2 19,2
76,0 55,4 50,2 -26,4 56,8 11,6
39,2 13,2 20,6
34,0 53,6 39,2 -52,0 75,2 -28,8
-0,40 15,8 34,8
15,4 60,8 54,0 -5,00 -5,60 -23,2
59,2 15,2 44,0
223,2 95,4 140,2 28,8 66,8 223,0
14,8 15,6 51,8
141,0 102,8 60,6 90,0 90,8 120,0
Medidas
14,8 17,2 17,6
84,8 111,6 66,6 -20,0 89,4 71,6
Média 18,8 14,4 31,1
72,4 86,8 74,4 -20,6 52,4 116,9
Nível de
significância
p = 0,04
p = 0,87 p = 0,06
Tabela 5.7 – Aceleração média: medidas, médias e resultado da ANOVA (A
MED
– DBCP x I).
Arco Curto Médio Longo
Corrente 200 250 300 200 250 300 200 250 300
8,4 -80,0 -42,8 9,8 193,4 30,0 34,0 115,6 -111,0
0,2 7,6 -153,2 15,8 46,8 88,0 25,6 104,6 453,6
20,4 150,0 -4,6 9,6 61,0 -19,6 32,0 39,0 335,4
12,6 76,0 -26,4 17,2 55,4 56,8 19,2 50,2 11,6
39,2 34,0 -52,0 13,2 53,6 75,2 20,6 39,2 -28,8
-0,4 15,4 -5,0 15,8 60,8 -5,6 34,8 54,0 -23,2
59,2 223,2 28,8 15,2 95,4 66,8 44,0 140,2 223,0
14,8 141,0 90,0 15,6 102,8 90,8 51,8 60,6 120,0
Medidas
14,8 84,8 -20,0 17,2 111,6 89,4 17,6 66,6 71,6
Média
18,8 72,4 -20,6 14,4 86,8 52,4 31,1 74,4 116,9
Nível de
significância
p = 0,02 p < 0,01
p = 0,27
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica...aço-carbono - 63
18 22 26
DBCP (mm)
-100
-50
0
50
100
150
200
A
MED
(m/s
2
)
Corrente (A) 200
Corrente (A) 250
Corrente (A) 300
Curto Médio Longo
Arco
18 22 26
DBCP (mm)
-100
-50
0
50
100
150
200
A
MED
(m/s
2
)
Corrente (A) 200
Corrente (A) 250
Corrente (A) 300
Curto Médio Longo
Arco
Figura 5.16 – Efeito de “I” e do comprimento do arco sobre “A
MED
”.
5.4 Caracterização Geométrica dos cordões de solda
A Tabela 5.8 apresenta as medidas realizadas da geometria dos cordões de solda,
onde “P” é a penetração da solda, “R” é o reforço do cordão e “L” sua largura; “A
T
” é a área
total da seção transversal do cordão de solda, que compreende “A
AM
” (área adicionada medida)
e “A
F
” (área fundida), conforme definido no Capítulo 3.
A Figura 5.17 apresenta as geometrias obtidas nos cordões de solda. Observa-se
na maioria dos cordões a formação de uma penetração esbelta, o “finger like”, ao centro da
zona fundida, normalmente atribuída pelos pesquisadores ao elevado “momentum” das gotas,
que levam mais energia à mistura convectiva no fundo da poça de fusão (Murray & Scotti,
1998). Observa-se que esse comportamento é mais acentuado a maiores correntes e arcos
mais curtos.
A Tabela 5.9 apresenta os níveis de significância (p) obtidos pela análise de
variância global das variáveis. Observa-se que a corrente provocou mudanças significativas na
penetração (P) da solda nos três níveis de comprimento do arco, e vice versa. Observa-se que
não houve interação significativa entre os parâmetros, o que pode ser observado na Figura
5.18. Nessa figura, vê-se que as curvas são bastante distintas quanto à sua magnitude, e
semelhantes quanto à forma, caracterizando a ausência de interação entre “I” e o comprimento
do arco. Observa-se que a penetração aumenta com a corrente, como é esperado, e cai com o
aumento do comprimento do arco. Esse comportamento pode ser devido a variações na
posição em que a gota atinge a poça de fusão. Talvez, com o aumento do arco, as gotas
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica...aço-carbono - 64
passem a incidir mais sobre a parte posterior da poça, próximo ao cordão de solda, que no
centro da mesma, ou sobre a parte próxima ao metal base diante da poça. Isso também pode
justificar o comportamento apresentado na Figura 5.17, com uma redução aparente do formato
esbelto (“finger like”) normalmente atribuído à incidência das gotas no centro da poça.
Tabela 5.8 – Geometria dos cordões de solda: medidas realizadas.
Teste I (A) Arco DBCP (mm) P (mm) R (mm) L (mm) A
T
(mm
2
)A
AM
(mm
2
) A
F
(mm
2
)
1,34 2,64 10,56 26,07 17,76 8,31
1,79 2,76 11,72 31,63 21,47 10,17
A Curto 18
1,05 1,08 10,40 25,63 19,11 6,52
0,47 2,76 9,69 20,07 16,45 3,62
0,63 3,01 14,12 30,22 26,51 3,71
B Médio 22
0,91 2,70 16,00 29,56 22,32 7,24
0,96 3,28 13,34 32,37 28,76 3,60
0,49 2,50 7,89 15,95 13,02 2,93
C
200
Longo 26
0,21 3,17 14,16 30,57 27,42 3,14
2,73 2,89 10,52 33,91 20,43 13,48
2,83 2,63 10,13 31,47 17,77 13,70
D Curto 18
2,68 2,88 10,33 33,27 19,43 13,84
2,24 2,85 9,76 30,85 20,28 10,57
2,41 2,91 10,11 32,66 20,97 11,69
E Médio 22
1,93 2,97 9,68 27,93 17,85 10,08
1,62 2,84 9,81 26,45 17,65 8,80
1,98 3,36 9,98 33,19 23,39 9,79
F
250
Longo 26
1,53 3,38 9,90 29,83 21,63 8,20
3,61 3,38 10,23 40,52 23,33 17,18
3,58 3,32 9,99 40,00 20,48 19,51
G Curto 18
3,57 2,97 9,48 34,26 16,69 17,57
2,84 2,87 10,50 33,82 20,41 13,41
2,75 3,21 9,90 33,84 20,82 13,02
H Médio 22
2,50 3,09 9,02 29,33 19,88 9,45
2,63 3,06 10,92 37,21 24,65 12,57
2,66 4,47 9,99 43,80 31,36 12,44
I
300
Longo 26
2,27 2,79 10,18 30,48 19,69 10,78
Na Figura 5.19 vê-se que ao arco curto, o reforço do cordão (R) na soldagem com
300 A foi o responsável pela diferença significativa entre as médias e que há uma tendência de
aumento de reforço com o aumento do comprimento do arco nas correntes de 200 e 250 A.
Para a corrente de 300 A não foi observada uma tendência definida para o comportamento do
reforço do cordão de solda.
A largura do cordão de solda (L), como pode ser visto na Tabela 5.9, é afetada
significativamente apenas pela corrente de soldagem. Na Figura 5.20 pode-se observar que
para arcos curtos existe uma diferença proeminente da soldagem com 200 A para as demais.
Provavelmente isto foi responsável pelo resultado significativo da análise de variância.
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica...aço-carbono - 65
A área total (A
T
) do cordão de solda foi afetada significativamente somente pela
corrente de soldagem, de acordo com a Tabela 5.9. Na Figura 5.21 observa-se que o efeito da
corrente sobre A
T
é mais pronunciado para arcos curtos e médios. Essa variável (A
T
) é
composta por outras duas, a área adicionada (A
AM
) e a área fundida (A
F
). Pela Tabela 5.9,
observa-se que a área adicionada não sofreu influência dos parâmetros de soldagem. O
comportamento apresentado por essa variável é esperado, uma vez que se manteve constante
a relação entre a velocidade de alimentação do eletrodo e a velocidade de soldagem (Va/ Vs)
em todos os experimentos, muito embora se possa observar alguma variância entre as
medidas realizadas de cada experimento na Tabela 5.8. Já a área fundida do cordão de solda
(A
F
), de acordo com a Tabela 5.9, foi afetada significativamente pela corrente de soldagem e
comprimento do arco. Na Figura 5.22, observa-se que “A
F
” aumenta com a corrente de
soldagem, bem como diminui com o comprimento do arco, e que não há interação entre os
parâmetros. Isso, assim como o comportamento da penetração da solda, fornece indícios de
que com o aumento do comprimento do arco as gotas passem a incidir sobre uma parte mais
viscosa da poça de fusão, dificultando o carregamento de energia por parte das mesmas até o
fundo da poça, o que justificaria o resultado apresentado. Também uma maior perda da
energia gerada no arco voltaico reduziu a área fundida das soldas realizadas com arcos
maiores, mesmo que estes possam eventualmente apresentar maior valor calculado de energia
de soldagem.
I (A)
Arco
200 250 300
Curto
A D G
Médio
B E H
Longo
C F I
Figura 5.17 – Geometria obtida nos cordões de solda.
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica...aço-carbono - 66
Tabela 5.9 – Níveis de significância “p” obtidos pela ANOVA.
Variáveis
Fatores
P R L A
T
A
AM
A
F
I
0,00
0,06
0,04 0,01
0,55
0,00
Comp. Arco
0,00
0,20 0,84 0,43 0,22
0,00
I x Comp. Arco 0,84 0,85 0,64 0,83 0,92 0,33
18 22 26
DBCP (mm)
-0,5
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
4,5
P (mm)
I(A) 200
I(A) 250
I(A) 300
Curto Médio Longo
Arco
18 22 26
DBCP (mm)
-0,5
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
4,5
P (mm)
I(A) 200
I(A) 250
I(A) 300
Curto Médio Longo
Arco
Figura 5.18 – Efeito de “I” e do comprimento do arco sobre a penetração.
18 22 26
DBCP (mm)
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
4,5
R (mm)
I(A) 200
I(A) 250
I(A) 300
Curto Médio Longo
Arco
18 22 26
DBCP (mm)
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
4,5
R (mm)
I(A) 200
I(A) 250
I(A) 300
Curto Médio Longo
Arco
Figura 5.19 – Efeito de “I” e do comprimento do arco sobre o reforço.
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica...aço-carbono - 67
18 22 26
DBCP (mm)
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
L (mm)
I(A) 200
I(A) 250
I(A) 300
Curto Médio Longo
Arco
18 22 26
DBCP (mm)
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
L (mm)
I(A) 200
I(A) 250
I(A) 300
Curto Médio Longo
Arco
Figura 5.20 – Efeito de “I” e do comprimento do arco sobre a largura.
18 22 26
DBCP (mm)
15
20
25
30
35
40
45
50
A
T
(mm
2
)
I(A) 200
I(A) 250
I(A) 300
Curto Médio Longo
Arco
18 22 26
DBCP (mm)
15
20
25
30
35
40
45
50
A
T
(mm
2
)
I(A) 200
I(A) 250
I(A) 300
Curto Médio Longo
Arco
Figura 5.21 – Efeito de “I” e do comprimento do arco sobre a área total da solda.
Ressalta-se que as discussões do efeito da corrente sobre as características
geométricas do cordão foram feitas à luz da condição de uma relação Va/Vs constante, que
nestes experimentos equivale a I/Vs constante. Mesmo com aproximadamente a mesma
energia imposta e mesma quantidade de material depositado, o aumento da corrente favoreceu
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica...aço-carbono - 68
o aumento na penetração e o aumento do comprimento do arco diminuiu sensivelmente a
penetração do cordão de solda.
18 22 26
DBCP (mm)
-2
2
6
10
14
18
22
A
F
(mm
2
)
I(A) 200
I(A) 250
I(A) 300
Curto Médio Longo
Arco
18 22 26
DBCP (mm)
-2
2
6
10
14
18
22
A
F
(mm
2
)
I(A) 200
I(A) 250
I(A) 300
Curto Médio Longo
Arco
Figura 5.22 – Efeito de “I” e do comprimento do arco (análogo a DBCP) sobre a área fundida.
5.5 Quantidade de Movimento Efetiva das gotas em transferência
A Tabela 5.10 apresenta as características das transferências metálicas e também
a Quantidade de Movimento (Q) das gotas, a Taxa de Quantidade de Movimento (T) das gotas
e a Quantidade de Movimento Efetiva (Qe) das gotas, obtidas respectivamente através das
Equações 3.2, 3.3 e 3.4. Do ponto de vista do efeito da corrente, observa-se que os valores de
Q caem, os valores de T aumentam e os valores de Qe aumentam quando se muda o modo de
transferência metálica e tendem a cair com o aumento da corrente de soldagem no modo
goticular. As alterações nos valores das variáveis dinâmicas da transferência metálica são mais
pronunciadas na mudança de 200 para 250 A, onde há mudança no modo de transferência
metálica de globular para goticular. Observa-se, conforme citado anteriormente, que a
freqüência da transferência (f) e a velocidade de chegada (V
CHE
) das gotas também aumentam
com a corrente. Este fato dá a entender que a maior dimensão (diâmetro, massa) apresentada
pelas gotas na transferência globular não é o parâmetro principal, como se poderia supor
baseado no fato de que características dinâmicas são proporcionais ao cubo do diâmetro de
cada gota (Equação 3.2). Entretanto, as maiores freqüências de destacamento (mesmo que à
custa de menores diâmetros) e maiores velocidades de chegada das gotas à poça nas
soldagens com transferência goticular é que proporcionam, por exemplo, as maiores Taxas de
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica...aço-carbono - 69
Quantidade de Movimento (T). Quando da mudança de 250 para 300 A, o crescimento de T
com a corrente é menos pronunciado, em função das variações também menos pronunciadas
das freqüências, diâmetros e velocidades de chegadas das gotas. Ao ser associado esse valor
com a velocidade de soldagem, para compor Qe, percebeu-se que se tornou ainda mais crítica
a mudança no modo de transferência metálica, mas que em transferência goticular não ocorreu
o efeito intuitivamente esperado para um aumento da corrente de soldagem, que seria o
aumento de Qe. Este fato está associado ao aumento proporcional de Vs (velocidade de
soldagem), que entra como divisor na composição de Qe, como descrito na Equação 3.4.
Salienta-se que, nas condições dadas, e do ponto de vista das características da transferência
metálica, o aumento de Vs foi mais crítico que a redução dimensional das gotas e o aumento
da freqüência na composição da variável Qe.
Procurou-se também traçar a relação entre estas variáveis dinâmicas e a
penetração das soldas (Figura 5.23, Figura 5.24 e Figura 5.25). Chamam-se a atenção para o
fato que estas figuras retratam um efeito combinado e concorrente entre a intensidade de
corrente (I), comprimento de arco (a) e a Quantidade de Movimento Efetiva das gotas,
respectivamente. Então, para se tentar chegar a uma melhor noção desta combinação de
efeitos, os parâmetros I, a e Qe foram normalizados (variando-se entre –1 e 1), conforme
mostra a Tabela 5.11 e procedeu-se uma regressão múltipla linear com estes parâmetros e a
penetração dos cordões de solda, obtendo-se como resultado a Equação 5.1. A Tabela 5.11
ainda apresenta os valores preditos com esta equação e os observados ( apresentados no item
5.4).
P = 1,908 + 0,789*I – 0,577*a + 0,237*Qe 5.1
Tabela 5.10 – Características da transferência e as características dinâmicas das gotas
Teste
I
REG
(A)
DBCP
(mm)
a (mm) d (mm) f (Hz) V
CHE
(m/s)
Q x 10
-4
(kg.m.s
-1
)
T x 10
-4
(N)
Qe (kg/s)
A
18
3,9
2,2
14
0,48
0,20
2,81
0,059
B
22
9,0
1,8
16
0,66
0,15
3,01
0,063
C
200
26
14,5
1,5
32
0,82
0,11
3,48
0,072
D
18
3,7
1,1
211
1,03
0,05
11,35
0,167
E
22
9,3
1,1
172
1,26
0,07
11,29
0,166
F
250
26
13,2
1,0
210
1,34
0,05
11,07
0,163
G
18
4,7
0,8
548
1,13
0,02
12,42
0,149
H
22
9,5
0,8
520
1,29
0,03
13,48
0,162
I
300
26
12,3
0,7
525
1,79
0,02
12,65
0,152
A Figura 5.26 apresenta os valores da penetração da solda preditos pela
Equação 5.1 versus os valores obtidos experimentalmente. O coeficiente de correlação obtido
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica...aço-carbono - 70
para estes pontos foi de 0,94. A confiabilidade desta abordagem não pode ser considerada
alta, uma vez que as variáveis dinamicas não são ortogonais, dada a sua natureza
experimental. Mas pode-se entender que o peso da corrente e o do comprimento de arco sobre
a penetração da solda são maiores que o de Qe na composição do valor de penetração do
cordão predito pela Equação 5.1. Do ponto de vista físico, esses coeficientes não tem a
qualificação de bons preditores, mas fornecem um indício razoável da maior ou menor
dependência da resposta P em relação a cada um dos fatores. Assim, com base no resultado
apresentado na Figura 5.24, bem como na correlação apresentada na Equação 5.1, pode-se
afirmar que o efeito de Qe pode não ser o mais significativo na formação da penetração, mas
que é relativamente alto para também governar este fenômeno.
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25
Q x 10000 (kg.m/s)
P (mm)
18 mm
22 mm
26 mm
Arco Curto
Arco Médio
Arco Longo
Q x 10
-4
(kg.m/s)
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25
Q x 10000 (kg.m/s)
P (mm)
18 mm
22 mm
26 mm
Arco Curto
Arco Médio
Arco Longo
Q x 10
-4
(kg.m/s)
Figura 5.23 – Efeito da Quantidade de Movimento das gotas impingindo na poça de fusão
sobre a penetração.
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
2 4 6 8 10 12 14 16
T x 10
4
(N)
P (mm)
18 mm
22 mm
26 mm
DBCP:
Arco Curto
Arco Médio
Arco Longo
T x 10
-4
(kg.m/s)
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
2 4 6 8 10 12 14 16
T x 10
4
(N)
P (mm)
18 mm
22 mm
26 mm
DBCP:
Arco Curto
Arco Médio
Arco Longo
T x 10
-4
(kg.m/s)
Figura 5.24 – Efeito da taxa de quantidade de movimento das gotas sobre a penetração do
cordão de solda.
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica...aço-carbono - 71
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
0,00 0,05 0,10 0,15 0,20
QE (kg/s)
P (mm)
18 mm
22 mm
26 mm
Arco Curto
Arco Médio
Arco Longo
Qe (kg/s)
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
0,00 0,05 0,10 0,15 0,20
QE (kg/s)
P (mm)
18 mm
22 mm
26 mm
Arco Curto
Arco Médio
Arco Longo
Qe (kg/s)
Figura 5.25 – Efeito da Quantidade de Movimento Efetiva das gotas impingindo na poça de
fusão sobre a penetração.
Tabela 5.11 – Valores normalizados de I, a, Qe; valores preditos e observados de P.
I(A) a (mm)
Qe (kg/s)
P pela Eq 5.1 (mm) P (mm)
-1 -1,0 -1,0 1,40 1,34
-1 -1,0 -1,0 1,40 1,79
-1 -1,0 -1,0 1,40 1,05
-1 0,0 -0,9 0,88 0,47
-1 0,0 -0,9 0,88 0,63
-1 0,0 -0,9 0,88 0,91
-1 1,0 -0,7 0,34 0,96
-1 1,0 -0,7 0,34 0,49
-1 1,0 -0,7 0,34 0,21
0 -1,0 1,0 2,76 2,73
0 -1,0 1,0 2,76 2,83
0 -1,0 1,0 2,76 2,68
0 0,0 1,0 2,15 2,24
0 0,0 1,0 2,15 2,41
0 0,0 1,0 2,15 1,93
0 0,8 0,9 1,72 1,62
0 0,8 0,9 1,72 1,98
0 0,8 0,9 1,72 1,53
1 -0,8 0,7 3,35 3,61
1 -0,8 0,7 3,35 3,58
1 -0,8 0,7 3,35 3,57
1 0,1 0,9 2,90 2,84
1 0,1 0,9 2,90 2,75
1 0,1 0,9 2,90 2,50
1 0,6 0,7 2,55 2,63
1 0,6 0,7 2,55 2,66
1 0,6 0,7 2,55 2,27
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica...aço-carbono - 72
0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5
Valores Preditos de P (mm)
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
Valores Observados de P (mm)
95% int. confiança
Figura 5.26 – Penetração predita pela Equação 5.1 versus valores experimentais (R
2
= 0,94).
5.6 Conclusões Parciais
Tendo em vista as condições empregadas neste capítulo (soldagem com eletrodos
de aço carbono, posição plana, fonte no modo corrente constante, etc.), conclui-se que:
5.6.1. Relacionando-se os parâmetros de entrada (corrente e comprimento
do arco) com as características cinemáticas:
• A corrente de soldagem e o comprimento do arco de soldagem influenciam a velocidade de
chegada da gota à poça de fusão: quanto maiores, maior a velocidade de chegada;
• O efeito da corrente de soldagem sobre a velocidade de chegada da gota à poça de
fusão é mais pronunciado quando se passa de um corrente com transferência
globular para uma corrente com transferência goticular;
• O efeito do comprimento do arco sobre a velocidade de chegada da gota à poça de
fusão é pronunciado independentemente do tipo de transferência;
• A corrente e comprimento do arco influenciam a aceleração média da gota:
• De forma interdependente: o comprimento do arco só afeta a aceleração média das
gotas ao maior nível de corrente;
• A corrente só afeta a aceleração média das gotas em comprimentos de arco curto e
médio;
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica...aço-carbono - 73
5.6.2. Relacionando os parâmetros de entrada (corrente e comprimento de
arco) com as características dinâmicas:
• O aumento da corrente de soldagem:
• Aumenta a quantidade de movimento efetiva das gotas apenas quando associada à
mudança do modo de transferência de globular para goticular (não aumenta quando
já em goticular);
• O aumento do comprimento do arco:
• Aumenta a quantidade de movimento efetiva no modo globular de transferência
metálica (não influencia claramente as características dinâmicas das gotas em
transferência no modo goticular de transferência metálica).
5.6.3. Relacionando os parâmetros de entrada (corrente e comprimento do
arco) com as características geométricas dos cordões:
• O aumento da corrente de soldagem:
• Aumenta a penetração do cordão de solda e a sua área fundida, bem como
modifica a convexidade do cordão de solda, mesmo que este aumento seja
compensado pelo aumento da velocidade de soldagem, procurando-se manter a
mesma área adicionada esperada (aproximadamente mesmo calor imposto);
• O aumento do comprimento do arco:
• Diminui a penetração do cordão de solda e sua área fundida, mesmo mantendo-se
a mesma área adicionada esperada (aproximadamente mesmo calor imposto);
5.6.4. Relacionando as características dinâmicas e a geometria do cordão
de solda:
• O aumento da quantidade de movimento efetiva das gotas em transferência aumenta a
penetração das soldas quando se passa do modo globular para o goticular de transferência
metálica;
• A quantidade de movimento efetiva das gotas afeta a penetração das soldas de forma
menos marcante que a corrente e o comprimento do arco de soldagem.
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica ... alumínio - 74
Capítulo 6
6. Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica em MIG/MAG com
arame eletrodo de alumínio
6.1 Planejamento Experimental
Similarmente ao Capítulo 5, a proposta metodológica deste capítulo é estudar as
características cinemáticas e dinâmicas da transferência metálica no processo MIG/MAG
utilizando-se eletrodo de alumínio, sob a influência da variação da intensidade da corrente
média e do comprimento do arco voltaico. O material para este capítulo foi escolhido devido às
suas propriedades físicas, tal como sua massa específica e resistividade, notadamente
inferiores que as do eletrodo de aço. Optou-se por usar três níveis de corrente e, devido à
dificuldade operacional em se soldar MIG/MAG de alumínio com arcos maiores foram utilizados
apenas duas DBCP, equivalendo a 2 comprimentos distintos de arco. Utilizou-se arame
eletrodo classe AWS ER AL4043 com diâmetro 1,2 mm, chapas de alumínio da série 5000 (250
x 6,35 x 50 mm) e argônio puro como gás de proteção. Foi utilizada uma pistola tipo “push-pull”,
diferente da convencional utilizada nas soldagens com aço. A pistola de soldagem foi inclinada
em 15º na direção empurrando (Figura 6.1) (cordão de solda do lado agudo, região a ser
soldada do lado obtuso), com o intuito de proteger contra a oxidação a região à frente da solda.
A Tabela 6.1 apresenta o planejamento experimental, enquanto a Tabela 6.2 apresenta além
dos valores de regulagem, os valores monitorados durante os ensaios (amostras de 5 s,
freqüência de 10 kHz e resolução de 12 bits).
A Figura 6.2 mostra as características estáticas dos arcos obtidos, onde se observa
comportamento absolutamente linear para o arco mais curto (DBCP = 18 mm). Já para arcos
maiores (DBCP de 22 mm), vê-se um comportamento contrário ao apresentado no Capítulo 5 e
na literatura (Modenesi & Reis, 2005; Costa, 2003; Bingul, 1996), obtido com eletrodos de aço
carbono. Tal comportamento pode ser aceitável para o alumínio, dada sua baixa resistividade
elétrica, o que tornaria, no modo globular, sua gota uma parte insignificante no circuito bico-
eletrodo-gota-arco-poça, tal como descrito por Ponomarev et al. (2002). Soldagens com
alumínio são desafiadoras a algumas teorias consolidadas para materiais de maior
resistividade elétrica. Muitas vezes, apresentam inclusive valores negativos para os
coeficientes da equação do consumo do eletrodo, o que levaria a supor que alguma parcela do
consumo pode diminuir com o aumento da corrente. Este comportamento é normalmente
atribuído à forma estocástica de obtenção destes coeficientes.
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica ... alumínio - 75
Figura 6.1 – Pistola tipo “push-pull” inclinada de 15º na direção “empurrando”.
Tabela 6.1 – Planejamento experimental para soldagens com diferentes comprimentos de arco
e níveis de corrente.
I
REG
(A) DBCP (mm)
18
130
22
18
180
22
18
230
22
Tabela 6.2 – Parâmetros de regulagem para as soldagens e valores monitorados.
Valores de Regulagem Valores Monitorados
I
REG
(A) DBCP (mm) Va (m/min) Vs (cm/min) I
M
(A) U
M
(V)
18 139 24,9
130
22
5,5 38,5
136 26,2
18 181 26,0
180
22
7,5 52,5
183 28,3
18 230 27,1
230
22
9,0 63
225 28,9
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica ... alumínio - 76
24
25
26
27
28
29
30
105 130 155 180 205 230 255
I
M
(A)
U
M
(V)
DBCP = 22 mm
DBCP = 18 mm
Figura 6.2 – Características estáticas dos arcos obtidos.
6.2 Caracterização geométrica da transferência metálica
A Tabela 6.3 apresenta quadros representativos das filmagens realizadas e os
parâmetros utilizados. Observa-se transferências globulares para 130 A, e sensível redução do
tamanho das gotas de 130 para 230 A. Assim, a corrente de transição está entre 130 e 180 A.
Salienta-se que a ampliação foi diferente para as DBCPs de 18 e 22 mm, visando um melhor
enquadramento do fenômeno da transferência metálica.
Tabela 6.3 – Filmagens realizadas dispostas em função da DBCP e da corrente de soldagem.
I
REG
(A)
DBCP
130 180 230
18 mm
(arco curto –
5,5 a 7,1 mm)
22 mm
(arco médio –
7,7 a 9,4 mm)
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica ... alumínio - 77
A Tabela 6.4 apresenta as características geométricas das transferências
metálicas. Observa-se que, apesar do controle especial adotado para a fonte de soldagem, o
comprimento do arco (a) só aumenta à mesma razão do aumento da DBCP para a corrente de
180 A. Assim, neste capítulo, nem sempre em que for citado o aumento na DBCP está
necessariamente se falando em um aumento razoavelmente proporcional no comprimento do
arco, como fora obtido e tratado também nos Capítulos 5 e 7. Mais adiante há que se observar
que as trajetórias levantadas das gotas são maiores para arcos mais longos (DBCP = 22 mm)
em todas as correntes, contrastando um pouco com o que foi mensurado numa análise geral
de cada experimento (Tabela 6.4). Esta tabela ainda apresenta os diâmetros das gotas (d), seu
desvio padrão (σd), e a freqüência de destacamento das mesmas (f). Diferentemente do
observado na soldagem com aço, o diâmetro das gotas na soldagem globular (I = 130 A) não
diminuiu com o aumento do comprimento do arco, apontando que a soldagem com alumínio é
menos susceptível à variação no arraste provocado pelo gás de proteção, o aumento no efeito
pinch e a uma provável variação no perfil do arco, com seu estreitamento. A soldagem com
180 A é o único grupo de experimentos com alumínio onde há efetivamente uma diferença nos
comprimentos de arco proporcional à DBCP.
Tabela 6.4 – Características geométricas das transferências metálicas.
I (A)
DBCP
(mm)
a (mm)
Δa (mm) σa (mm)
d (mm)
Δd (mm) σd (mm)
f (Hz)
130 18 6,9 0,7
1,4
- 0,22 77
22 8,0 1,1 0,4
1,4
0,0 0,24 78
180 18 5,5 - 0,6
1,2
- 0,13 204
22 9,4 3,9 0,7
1,1
-0,1 0,07 210
230 18 7,1 - 0,2
1,0
- 0,08 272
22 7,7 0,6 0,5
1,0
0,0 0,06 290
Ainda discutindo os resultados da Tabela 6.4, estimou-se na Tabela 6.5 a
freqüência esperada de destacamento, bem como seus valores mínimos e máximos baseados
no desvio padrão dos diâmetros das gotas. Para se determinar a menor freqüência esperada
de destacamento, utiliza-se o valor médio do diâmetro das gotas acrescido do seu desvio
padrão. Para se determinar a maior freqüência esperada de destacamento, utiliza-se o valor
médio do diâmetro das gotas subtraído de seu desvio padrão. Para a estimativa das massas
das gotas (Mg) adotou-se uma densidade de 2303 kg/m
3
para o alumínio líquido. Observa-se
ser coerentes os valores medidos com o programa “Vídeo Analisador”, quando comparados
aos valores calculados. Tal como no Capítulo 5, esta freqüência esperada (f
ESP
) de
transferência foi calculada utilizando-se o diâmetro médio das gotas, a freqüência máxima
utilizando-se o diâmetro médio subtraído de seu desvio padrão e a freqüência mínima
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica ... alumínio - 78
utilizando-se o diâmetro médio adicionado do desvio padrão. Em todas as soldagens os valores
medidos de freqüência de destacamento estão próximos do valor esperado, destacadamente
para a soldagem com 180 A. Valores de freqüência medida menores que os calculados
sugerem que a maioria das gotas é maior que a média. Salienta-se que não se foi considerada
a evaporação do eletrodo. Este comportamento é considerado coerente, como foi observado
para a soldagem com aço.
Tabela 6.5 – Relação entre a freqüência esperada de destacamento e a freqüência real.
I (A)
DBCP
(mm)
Va (kg/s) d (mm) Mg (kg) f
ESP
(Hz) Max (Hz) Min (Hz) f (Hz)
18
2,79E-04 1,4 3,3E-06 84 141 54
77
130
22
2,79E-04 1,4 3,3E-06 84 148 52
78
18
3,80E-04 1,2 1,9E-06 202 289 147
204
180
22
3,80E-04 1,1 1,8E-06 213 257 178
210
18
4,56E-04 1,0 1,4E-06 336 428 269
272
230
22
4,56E-04 1,0 1,4E-06 336 402 284
290
6.3 Medição das características cinemáticas das gotas
A medição das características cinemáticas das gotas foi realizada seguindo a
metodologia apontada, avaliada e utilizada nos capítulos anteriores. As figuras 6.3 a 6.8
mostram as trajetórias levantadas nos experimentos. Observa-se que só houve dispersão nas
gotas para a corrente de 130 A (Figura 6.3 e Figura 6.4), ou seja, no modo de transferência
globular, onde se espera que o movimento das gotas seja mais susceptível à eventual
turbulência do jato de plasma.
0
2
4
6
8
10
02468
t (ms)
x (mm)
10
Figura 6.3 – Curvas posição x tempo. I = 130 A; DBCP = 18 mm. (a = 6,9 mm)
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica ... alumínio - 79
0
2
4
6
8
10
02468
t (ms)
x (mm)
10
Figura 6.4 – Curvas posição x tempo. I = 130 A; DBCP = 22 mm. (a = 8 mm)
Nas soldagens com modo de transferência goticular, a 180 e 230 A observa-se uma
razoável sobreposição das trajetórias das gotas, caracterizando um comportamento diferente
do observado nas trajetórias das gotas de aço, onde se percebeu que cada gota é criada e se
desloca no plasma de um modo particular, mesmo que em média, sob as mesmas condições.
Com eletrodo de alumínio há uma homogeneidade maior neste comportamento, que pode ser
resultado da menor inércia das gotas e da menor sensibilidade do alumínio ao efeito “pinch”.
0
2
4
6
8
10
02468
t (ms)
x (mm)
10
Figura 6.5 – Curvas posição x tempo. I = 180 A; DBCP = 18 mm. (a = 5,5 mm)
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica ... alumínio - 80
0
2
4
6
8
10
02468
t (ms)
x (mm)
10
Figura 6.6 – Curvas posição x tempo. I = 180 A; DBCP = 22 mm. (a = 9,4 mm)
0
2
4
6
8
10
02468
t (ms)
x (mm)
10
Figura 6.7 – Curvas posição x tempo. I = 230 A; DBCP = 18 mm. (a = 7,1 mm)
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica ... alumínio - 81
0
2
4
6
8
10
02468
t (ms)
x (mm)
10
Figura 6.8 – Curvas posição x tempo. I = 230 A; DBCP = 22 mm. (a = 7,7 mm)
6.3.1. Avaliação da velocidade de chegada das gotas à poça de fusão
A Tabela 6.6 apresenta os valores medidos de velocidade de chegada das gotas à
poça de fusão (V
CHE
) na soldagem com alumínio, bem como seus valores médios e o resultado
da análise de variância, agrupados pela corrente de soldagem. Diferentemente dos resultados
apresentados na soldagem com aço, observa-se que o comprimento do arco afeta
significativamente V
CHE
em todas as correntes adotadas. A Tabela 6.7 apresenta essas
medidas agrupadas pelo comprimento do arco, onde se pode observar que, também
similarmente à soldagem com aço, a corrente de soldagem afeta V
CHE
nos dois comprimentos
de arco utilizados. Nessas tabelas, os valores são bem superiores aos encontrados até então,
variando de 0,91 a 2,98 m/s, já nas soldagens com aço, observou-se valores de 0,20 a 2,00
m/s. A menor inércia das gotas de alumínio, bem como uma maior velocidade de alimentação
do eletrodo podem ter contribuído para esse resultado, bem como a ausência de reações
químicas entre a gota e o arco, agora composto inteiramente de gás inerte. A menor corrente
utilizada também proporciona uma aceleração menor no jato de plasma, o que reduziria a
velocidade das gotas, o que não foi observado. Uma menor ocorrência de reações na conexão
catódica também pode ter contribuído para que fossem mais uniformes os resultados, quando
comparados com aqueles observados nas soldagens com aço.
A Figura 6.9 apresenta o efeito de I e do comprimento do arco sobre a velocidade
de chegada das gotas à poça de fusão na soldagem com alumínio. Tal como na soldagem com
aço, para arco curto, vê-se que o aumento de V
CHE
é mais crítico quando da mudança no modo
de transferência metálica que no aumento da corrente de soldagem nas soldagens no modo
goticular. Observa-se que o efeito do comprimento do arco sobre V
CHE
é mais pronunciado na
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica ... alumínio - 82
corrente de 180 A e que o valor de V
CHE
não aumenta com a corrente na soldagem goticular,
como se poderia supor baseado nos resultados do Capítulo 5, para arcos médios. Vale
salientar neste caso que o comprimento do arco para a soldagem com 180 A é razoavelmente
superior e que essa diferença é considerável, dada à magnitude da aceleração dessas gotas, o
que será mostrado adiante. A tendência que se verifica nesses resultados é que V
CHE
aumenta
realmente com o comprimento do arco, pois nessa DBCP de 22 mm, a soldagem com 180 A
tem arco medido de 9,4 mm, contra 7,7 da soldagem com 230 A, justificando o maior valor de
V
CHE
a uma menor corrente. Caso o arco à soldagem com 180 A de DBCP de 22 mm fosse do
mesmo comprimento, 7,7 mm, e fossem extrapoladas suas curvas posição versus tempo para
esse comprimento de arco, a velocidade de chegada média nesse experimento seria de 2,45
m/s, portanto menor que à soldagem com 230 A e DBCP 22 mm, reiterando que para um
mesmo comprimento de arco, uma maior corrente implicará numa maior velocidade de
chegada das gotas à poça de fusão, conforme observado no Capítulo 5. Mais adiante há de se
observar que a aceleração média das gotas é maior a 230 A, mas uma redução no
comprimento de sua trajetória (comprimento do arco) reduziu criticamente o tempo em que as
gotas sofreram essa aceleração, resultando numa V
CHE
menor. Outra possibilidade é a maior
turbulência próxima à poça de fusão gerada por evaporação da poça e geração de plasma
próxima à conexão catódica, que seriam incrementados pelo aumento da corrente de
soldagem, como fora levantado para o aço, mas que teriam um efeito secundário frente à
redução do comprimento do arco. Assim, observa-se que na soldagem com alumínio o
comprimento do arco é mais crítico que a corrente de soldagem na concorrência de fenômenos
governantes da transferência metálica goticular.
Tabela 6.6 – Velocidade de chegada: medidas, médias e resultado da ANOVA (V
CHE
–
I x Comprimento de arco).
Corrente (A) 130 180 230
Arco Curto Médio Curto Médio Curto Médio
1,11 1,77 1,87 2,94 2,21 2,62
1,28 1,36 1,94 2,84 2,49 2,98
1,23 1,59 2,21 2,41 2,18 2,71
1,40 1,36 2,13 2,77 2,18 2,77
1,31 2,01 2,63 2,84 2,36 2,71
1,16 1,45 2,12 2,57 2,21 2,44
0,91 1,61 2,01 2,87 2,27 2,42
1,20 1,78 1,71 2,51 2,17 2,64
Medidas
(m/s)
1,33 2,25 1,76 2,61 2,40 2,17
Média (m/s)
1,21 1,68 2,04 2,70 2,27 2,60
Nível de
significância
p < 0,01 p < 0,01 p < 0,01
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica ... alumínio - 83
Tabela 6.7 – Velocidade de chegada: medidas, médias e resultado da ANOVA (V
CHE
–
comprimento de arco x I)
Arco
Curto Médio
Corrente 130 180 230 130 180 230
1,11 1,87 2,21 1,77 2,94 2,62
1,28 1,94 2,49 1,36 2,84 2,98
1,23 2,21 2,18 1,59 2,41 2,71
1,40 2,13 2,18 1,36 2,77 2,77
1,31 2,63 2,36 2,01 2,84 2,71
1,16 2,12 2,21 1,45 2,57 2,44
0,91 2,01 2,27 1,61 2,87 2,42
1,20 1,71 2,17 1,78 2,51 2,64
Medidas (m/s)
1,33 1,76 2,40 2,25 2,61 2,17
Média (m/s)
1,21 2,04 2,27 1,68 2,70 2,60
Significância
p < 0,01 p < 0,01
18 22
DBCP (mm)
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
1,8
2,0
2,2
2,4
2,6
2,8
3,0
3,2
V
CHE
(m/s)
I(A) 130
I(A) 180
I(A) 230
Curto Médio
Arco
18 22
DBCP (mm)
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
1,8
2,0
2,2
2,4
2,6
2,8
3,0
3,2
V
CHE
(m/s)
I(A) 130
I(A) 180
I(A) 230
Curto Médio
Arco
Figura 6.9 – Efeito de I do comprimento de arco sobre V
CHE
.
6.3.2. A aceleração das gotas durante a trajetória
As Tabelas 6.8 e 6.9 apresentam os valores obtidos de aceleração média das gotas
durante sua trajetória. Esses valores, tal como os valores de V
CHE
, também são bem superiores
aos observados nos experimentos com aço, sendo atribuídos à reduzida inércia dessas gotas
de alumínio, estando mais suscetíveis à ação da força de arraste do jato de plasma. Observa-
se na Tabela 6.8 que somente à corrente de 130 A houve influencia do comprimento do arco
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica ... alumínio - 84
na A
MED
, tal como observou-se na soldagem de aço, e que foi atribuído, naqueles
experimentos, a um comportamento errático dessa variável. Na Tabela 6.9 observa-se que I
influencia A
MED
nos dois comprimentos de arco utilizados.
Na Figura 6.10 vê-se o efeito de I e do comprimento de arco sobre A
MED
.
Diferentemente da que foi obtida nos experimentos com aço, esta figura apresenta menores
desvios-padrão, e um comportamento uniforme da variável nas condições aplicadas. Observa-
se também que a variação de A
MED
com o aumento da corrente é mais pronunciada quando
associada à mudança no modo de transferência metálica que no aumento de 180 para 230 A,
no modo goticular. Diferentemente dos experimentos com aço, não foi observada nenhuma
tendência de frenagem de gotas, nem de aumento de A
MED
com o comprimento do arco na
corrente mais elevada, também devido ao fato de a diferença entre os comprimentos de arco
obtidos não ser tão expressiva.
Tabela 6.8 – Aceleração média: medidas, médias e resultado da ANOVA (V
CHE
–
I x Comprimento do arco).
Corrente (A) 130 180 230
Arco Curto Médio Curto Médio Curto Médio
138,8 129,4 521,4 350,8 337,0 434,0
124,0 110,4 294,2 360,4 443,6 401,0
80,8 121,6 375,8 365,0 404,4 311,2
110,6 136,8 369,6 331,4 349,6 500,4
76,0 139,6 329,2 364,8 418,8 446,2
102,0 127,6 357,4 351,8 331,8 384,0
99,2 119,2 270,8 347,2 315,0 441,8
89,4 118,0 272,8 331,8 359,0 434,8
Medidas
(m/s)
2
74,4 179,8 275,0 335,0 487,6 302,6
Média (m/s)
2
99,5 131,4 340,7 348,7 383,0 406,2
Nível de
significância
p < 0,01
p = 0,77 p = 0,43
Tabela 6.9 – Aceleração média: medidas, médias e resultado da ANOVA (V
CHE
– Comprimento
do arco x I).
Arco
Curto Médio
Corrente 130 180 230 130 180 230
138,8 521,4 337,0 129,4 350,8 434,0
124,0 294,2 443,6 110,4 360,4 401,0
80,8 375,8 404,4 121,6 365,0 311,2
110,6 369,6 349,6 136,8 331,4 500,4
76,0 329,2 418,8 139,6 364,8 446,2
102,0 357,4 331,8 127,6 351,8 384,0
99,2 270,8 315,0 119,2 347,2 441,8
89,4 272,8 359,0 118,0 331,8 434,8
Medidas
(m/s)
2
74,4 275,0 487,6 179,8 335,0 302,6
Média (m/s)
2
99,5 340,7 383,0 131,4 348,7 406,2
Nível de
significância
p < 0,01 p < 0,01
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica ... alumínio - 85
18 22
DBCP (mm)
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
500
A
M
(m/s
2
)
I(A) 130
I(A) 180
I(A) 230
Curto Médio
Arco
18 22
DBCP (mm)
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
500
A
M
(m/s
2
)
I(A) 130
I(A) 180
I(A) 230
Curto Médio
Arco
Figura 6.10 – Efeito de I e do comprimento do arco sobre A
MED
.
6.4 Caracterização geométrica dos cordões de solda
A Tabela 6.10 apresenta os parâmetros geométricos dos cordões de solda, onde P
é a penetração da solda, R é o reforço, L é a largura, A
T
é a área total do cordão de solda, que
compreende A
AM
, sua área adicionada medida e A
F
, área fundida, ilustrados pela Tabela 6.11.
Diferente do observado nas soldagens com aço, e apesar dos valores substancialmente
maiores de velocidade de chegada das gotas à poça de fusão, estas macros não apresentaram
a penetração profunda e estreita comum em MIG/MAG e anteriormente atribuída ao momentum
das gotas denominada de “finger-like”. Salienta-se que foi mantida constante a relação entre
Va e Vs, o que resultaria numa energia de soldagem aproximada em todos os experimentos.
A Tabela 6.12 traz os níveis de significância (p) obtidos pela análise de variância
dos respectivos parâmetros. A corrente mostrou influenciar diretamente a penetração, a área
fundida e a largura do cordão de solda, tendo influência menos expressiva sobre o reforço.
Mesmo com aproximadamente a mesma energia de soldagem, fica evidente que há um melhor
aproveitamento do calor quando se passa da transferência globular para a goticular. Mas deve-
se chamar a atenção para o fato de que não se pode ligar esse efeito diretamente com a
transferência, pois há claramente uma componente térmica (quanto maior a corrente parece
que fica mais difícil dissipar o calor pelas laterais da chapa). Observa-se que a largura tende a
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica ... alumínio - 86
aumentar, apesar da mesma relação Va/Vs, o que não deveria encontrar justificativa no modo
de transferência e sim numa provável atuação da componente térmica citada. Observa-se que
a penetração da solda é influenciada significativamente apenas pela corrente de soldagem,
como mostrado na Figura 6.11, de forma similar nos dois comprimentos de arco adotados. O
comprimento de arco afeta o reforço do cordão de solda, tendo este sido reduzido com o
aumento do comprimento do arco, como mostra a Figura 6.12. Nesta figura, observa-se que ao
menor comprimento de arco o reforço do cordão não se altera com a mudança do modo de
transferência metálica, apenas se observa redução do reforço com o aumento da corrente de
soldagem no modo goticular. Já no maior comprimento de arco uma redução gradual do
reforço é observada com o aumento da corrente, fato complementado pelo aumento da largura
do cordão, como pode ser visto na Figura 6.13. Observa-se nessa Figura 6.13 que o aumento
da largura do cordão de solda com o comprimento de arco é mais pronunciado para a corrente
de 230 A. Um fluxo de calor não aliviado pelas bordas da chapa nessa corrente, como já
citado, pode ter ocasionado uma poça de fusão maior, um maior rendimento de fusão pela
contenção da transferência deste calor. A Figura 6.14 mostra a área adicionada dos cordões de
solda, que segundo o planejamento experimental deveria permanecer constante. O
comportamento desta variável não revela nenhuma tendência clara, mas apresentou uma
redução significativa com o aumento do comprimento do arco para a corrente de 180 A, o que
pode estar relacionado a eventuais erros de medição, e até a alguma redução do diâmetro do
eletrodo no trecho da bobina que foi utilizado. A área fundida (Figura 6.15), por sua vez, foi
afetada pela corrente e pelo comprimento do arco, bem como pela interação entre as duas
variáveis. Tal como ocorreu na soldagem com aço, a área fundida foi afetada pela corrente de
soldagem, e só apresentou variação marcante com o comprimento de arco para a corrente de
230 A. Para as demais correntes, esta variável mostrou-se indiferente à mudança de arco curto
para arco médio.
Salienta-se mais uma vez que foi mantida a relação Va/Vs (ou I/Vs) constante nos
experimentos, e que houve aumento na penetração da solda com o aumento da corrente de
soldagem, mesmo tendo sido mantida aproximada a energia imposta na soldagem em cada
comprimento de arco.
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica ... alumínio - 87
Tabela 6.10 – Geometria dos cordões de solda: medidas realizadas.
I (A) Arco P (mm) R (mm) L (mm) A
T
(mm
2
)A
AM
(mm
2
) A
F
(mm
2
)
1,486 2,416 8,427 21,790 15,652 6,138
1,897 2,291 8,138 22,308 14,713 7,595
130
1,770 2,446 8,357 25,920 16,547 9,373
2,282 2,513 9,384 31,564 17,332 14,232
2,600 2,262 9,477 29,478 16,592 12,886
180
2,568 2,388 9,346 30,981 16,517 14,464
3,424 1,948 9,626 34,571 14,883 19,688
3,400 2,362 9,418 36,725 16,388 20,337
230
Curto
3,230 2,228 9,696 35,160 15,818 19,342
1,933 2,295 8,984 25,354 15,798 9,56
1,839 2,170 8,439 25,256 15,567 9,69
130
1,680 2,141 8,552 23,299 15,505 7,79
2,663 2,014 10,650 28,950 13,681 15,27
2,437 2,011 10,232 28,110 13,654 14,46
180
2,473 2,138 10,086 27,973 15,609 12,36
3,650 2,012 11,644 45,614 15,840 29,77
3,647 1,853 11,605 43,585 17,611 25,97
230
Médio
3,552 2,041 11,210 43,991 16,375 27,62
Tabela 6.11 – Geometrias obtidas dos cordões dispostas em função do comprimento do arco e
da corrente de soldagem.
I (A)
Arco
130 180 230
Curto
Médio
Tabela 6.12 – Níveis de significância “p” obtidos pela ANOVA.
Variáveis
Fatores
P R L A
T
A
AM
A
F
I
0,00 0,03 0,00 0,00
0,40
0,00
Comprimento do arco 0,07
0,00 0,00 0,00
0,18
0,00
I x Comprimento do arco 0,39 0,54
0,00 0,00 0,01 0,00
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica ... alumínio - 88
18 22
DBCP (mm)
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
4,5
Penetração (mm)
I(A) 130
I(A) 180
I(A) 230
Curto Médio
Arco
18 22
DBCP (mm)
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
4,5
Penetração (mm)
I(A) 130
I(A) 180
I(A) 230
Curto Médio
Arco
Figura 6.11 – Efeito de I e do comprimento do arco sobre a penetração.
18 22
DBCP (mm)
1,7
1,8
1,9
2,0
2,1
2,2
2,3
2,4
2,5
2,6
2,7
Reforço (mm)
I(A) 130
I(A) 180
I(A) 230
Curto Médio
Arco
18 22
DBCP (mm)
1,7
1,8
1,9
2,0
2,1
2,2
2,3
2,4
2,5
2,6
2,7
Reforço (mm)
I(A) 130
I(A) 180
I(A) 230
Curto Médio
Arco
Figura 6.12 – Efeito de I do comprimento do arco sobre o reforço.
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica ... alumínio - 89
18 22
DBCP (mm)
7,5
8,0
8,5
9,0
9,5
10,0
10,5
11,0
11,5
12,0
12,5
Largura (mm)
I(A) 130
I(A) 180
I(A) 230
Curto Médio
Arco
18 22
DBCP (mm)
7,5
8,0
8,5
9,0
9,5
10,0
10,5
11,0
11,5
12,0
12,5
Largura (mm)
I(A) 130
I(A) 180
I(A) 230
Curto Médio
Arco
Figura 6.13 – Efeito de I do comprimento do arco sobre a largura.
18 22
DBCP (mm)
12,5
13,0
13,5
14,0
14,5
15,0
15,5
16,0
16,5
17,0
17,5
18,0
18,5
Área Adicionada (mm2)
I(A) 130
I(A) 180
I(A) 230
Curto Médio
Arco
18 22
DBCP (mm)
12,5
13,0
13,5
14,0
14,5
15,0
15,5
16,0
16,5
17,0
17,5
18,0
18,5
Área Adicionada (mm2)
I(A) 130
I(A) 180
I(A) 230
Curto Médio
Arco
Figura 6.14 – Efeito de I do comprimento do arco sobre a área adicionada.
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica ... alumínio - 90
18 22
DBCP (mm)
0
5
10
15
20
25
30
35
Área Fundida (mm
2
)
I(A) 130
I(A) 180
I(A) 230
Curto Médio
Arco
18 22
DBCP (mm)
0
5
10
15
20
25
30
35
Área Fundida (mm
2
)
I(A) 130
I(A) 180
I(A) 230
Curto Médio
Arco
Figura 6.15 – Efeito de I do comprimento do arco sobre a área fundida.
6.5 Quantidade de Movimento Efetiva das gotas em transferência
A Tabela 6.13 apresenta as características geométricas das gotas em transferência,
bem como a Quantidade de Movimento (Q), a Taxa de Quantidade de Movimento (T) e a
Quantidade de Movimento Efetiva (Qe) das gotas, obtidas pelas equações 3.2, 3.3 e 3.4,
respectivamente. Tal como ocorreu na soldagem com aço, Q caiu enquanto T e Qe cresceram
com o aumento da corrente na mudança do modo globular para goticular de transferência
metálica e tendem a cair com o aumento da corrente de soldagem no modo goticular, exceto T.
O aumento do comprimento do arco influenciou as variáveis dinâmicas Q, T e Qe de forma
similar, também aumentando seu valor. Observa-se que essas tendências são idênticas às
apresentadas na soldagem com aço.
O efeito das variáveis dinâmicas Q, T e Qe sobre a penetração das soldas é
mostrado respectivamente na Figura 6.16, Figura 6.17 e Figura 6.18. Tal como na soldagem
com eletrodo de aço, não é muito clara a influência das variáveis dinâmicas na penetração da
solda, e para tentar explicitar um pouco melhor a influência dos diversos fatores envolvidos,
normalizou-se os parâmetros I, a e Qe, conforme a Tabela 6.14. Procedeu-se uma regressão
múltipla linear com estes parâmetros e a penetração da solda, cujo resultado é a Equação 6.1,
na qual se pode observar que a quantidade de movimento efetiva tem influência menor que a
corrente e comprimento do arco na composição da penetração da solda de alumínio. A Tabela
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica ... alumínio - 91
6.14 ainda apresenta os valores de penetração calculados com esta equação e os valores
observados nos experimentos.
A Figura 6.19 apresenta os valores preditos versus os observados de penetração
destes experimentos. O coeficiente de correlação obtido foi de 0,96, melhor do que o obtido
para as soldas de aço, mas também de baixa confiabilidade devido a Qe ser de origem
experimental, e de natureza não ortogonal. Fica claro que o peso de Qe se aproxima do peso
das outras variáveis, e que também neste caso, esta é a característica citada de menor
influência no fenômeno da formação da penetração.
P = 2,588 + 0,890*I + 0,081*a – 0,068*Qe 6.1
Tabela 6.13 – Características das transferências e características dinâmicas das gotas.
I (A)
DBCP
(mm)
a (mm) d (mm) f (Hz) V
CHE
(m/s)
Q x 10
-5
(kg.m.s
-1
)
T x 10
-4
(N) Qe (kg/s)
18 6,9
1,4
77
1,22 0,402 10,08 0,05
130
22 8,0
1,4
78
1,68 0,557 14,15 0,07
18 5,5
1,2
204
2,04 0,384 25,52 0,09
180
22 9,4
1,1
210
2,70 0,483 33,01 0,12
18 7,1
1,0
272
2,27 0,308 27,32 0,08
230
22 7,7
1,0
290
2,61 0,353 33,36 0,10
0,0
1,0
2,0
3,0
4,0
0,25 0,35 0,45 0,55
Q x 10
5
(kg.m/s)
P (mm)
18 mm
22 mm
Arco Curto
Arco Médio
Q x 10
-5
(kg.m/s)
P (mm)
0,0
1,0
2,0
3,0
4,0
0,25 0,35 0,45 0,55
Q x 10
5
(kg.m/s)
P (mm)
18 mm
22 mm
Arco Curto
Arco Médio
Q x 10
-5
(kg.m/s)
P (mm)
Figura 6.16 – Efeito da Quantidade de Movimento das gotas impingindo na poça de fusão
sobre a penetração.
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica ... alumínio - 92
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
010203040
T x 10
4
(N)
P (mm)
DBCP = 18 mm
DBCP = 22 mm
Arco Curto
Arco Médio
T x 10
-4
(N)
P (mm)
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
010203040
T x 10
4
(N)
P (mm)
DBCP = 18 mm
DBCP = 22 mm
Arco Curto
Arco Médio
T x 10
-4
(N)
P (mm)
Figura 6.17 – Efeito da Taxa de Quantidade de Movimento das gotas sobre a penetração do
cordão de solda.
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
0,00 0,05 0,10 0,15
Qe (kg/s)
P (mm)
18 mm
22 mm
Arco Curto
Arco Médio
Qe (kg/s)
P (mm)
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
0,00 0,05 0,10 0,15
Qe (kg/s)
P (mm)
18 mm
22 mm
Arco Curto
Arco Médio
Qe (kg/s)
P (mm)
Figura 6.18 – Efeito da Quantidade de Movimento efetiva das gotas impingindo na poça de
fusão sobre a penetração.
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica ... alumínio - 93
Tabela 6.14 – Valores normalizados de I, a e Qe; valores preditos e observados de P.
I (A) a (mm) T (N) Q (kg.m.s
-1
) Qe (kg/s) P pela Eq 6.1 (mm) P (mm)
-1
-0,3
-1,0 -0,25 -1,00
1,74
1,49
-1
-0,3
-1,0 -0,25 -1,00
1,74
1,90
-1
-0,3
-1,0 -0,25 -1,00
1,74
1,77
-1
0,3
-0,7 1,00 -0,42
1,75
1,93
-1
0,3
-0,7 1,00 -0,42
1,75
1,84
-1
0,3
-0,7 1,00 -0,42
1,75
1,68
0
-1,0
0,3 -0,39 0,22
2,49
2,28
0
-1,0
0,3 -0,39 0,22
2,49
2,60
0
-1,0
0,3 -0,39 0,22
2,49
2,57
0
1,0
1,0 0,40 1,00
2,60
2,66
0
1,0
1,0 0,40 1,00
2,60
2,44
0
1,0
1,0 0,40 1,00
2,60
2,47
1
-0,2
0,5 -1,00 -0,06
3,47
3,42
1
-0,2
0,5 -1,00 -0,06
3,47
3,40
1
-0,2
0,5 -1,00 -0,06
3,47
3,23
1
0,1
1,0 -0,64 0,47
3,46
3,65
1
0,1
1,0 -0,64 0,47
3,46
3,65
1
0,1
1,0 -0,64 0,47
3,46
3,55
1,6 1,8 2,0 2,2 2,4 2,6 2,8 3,0 3,2 3,4 3,6
Valores Preditos de P (mm)
1,2
1,4
1,6
1,8
2,0
2,2
2,4
2,6
2,8
3,0
3,2
3,4
3,6
3,8
Valores Observados de P (mm)
95% int. confiança
Figura 6.19 – Penetração predita pela equação 6.1 versus valores experimentais (R
2
= 0,96).
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica ... alumínio - 94
6.6 Conclusões parciais
Tendo em vista as condições empregadas neste capítulo (soldagem com eletrodo
de alumínio, posição plana, fonte em corrente constante, etc.) conclui-se:
6.6.1. Relacionando os parâmetros de entrada (corrente e comprimento de
arco) com as características cinemáticas:
• A corrente de soldagem e o comprimento do arco de soldagem influenciam a velocidade de
chegada da gota à poça de fusão: quanto maiores, maior a velocidade de chegada;
• O efeito da corrente de soldagem sobre a velocidade de chegada da gota à poça de
fusão é mais pronunciado quando se passa de um corrente com transferência globular
para uma corrente com transferência goticular;
• O efeito do comprimento do arco sobre a velocidade de chegada da gota à poça de
fusão é pronunciado independentemente do tipo de transferência.
• A corrente de soldagem e o comprimento do arco influenciam a aceleração média das
gotas durante a transferência: Quanto maiores, maior a aceleração;
• O comprimento do arco só influencia a aceleração média das gotas durante a
transferência no modo globular;
6.6.2. Relacionando os parâmetros de entrada (corrente e comprimento de
arco) com as características dinâmicas:
• O aumento da corrente de soldagem aumenta a quantidade de movimento efetiva
impingida pelas gotas na poça de fusão apenas quando se passa de transferência
globular para goticular;
• O aumento do comprimento do arco aumenta a quantidade de movimento efetiva
das gotas independentemente do modo de transferência.
6.6.3. Relacionando os parâmetros de entrada (corrente e comprimento do
arco) com a geometria da solda
• A corrente de soldagem aumenta a penetração do cordão de solda e a sua área
fundida, bem como modifica a convexidade do cordão de solda, mesmo mantendo-
se a mesma área adicionada (aproximadamente mesmo calor imposto);
Avaliação cinemática e dinâmica da transferência metálica ... alumínio - 95
• O aumento do comprimento do arco diminui o reforço e aumenta a largura do
cordão de solda e sua área fundida, mesmo mantendo-se a mesma área
adicionada (aproximadamente mesmo calor imposto).
6.6.4. Relacionando as características dinâmicas e a geometria da solda
• A quantidade de movimento efetiva das gotas aumenta a penetração da solda,
sobretudo na mudança de modo de transferência metálica de globular para
goticular;
• A quantidade de movimento efetiva afeta a penetração dos cordões de solda de
forma menos marcante que a corrente e o comprimento do arco.
Efeito do gás de proteção - 96
Capítulo 7
7. Efeito do gás de proteção sobre as características cinemáticas e dinâmicas da
transferência metálica
7.1 Planejamento Experimental
A proposta metodológica deste capítulo é estudar a influência do gás de proteção
sobre as características cinemáticas e dinâmicas da transferência metálica de um aço comum
ao carbono em dois comprimentos de arco e com transferência metálica goticular (Tabela 7.1).
Para esses experimentos, determinou-se a utilização da corrente de soldagem de 250 A, dada
sua característica de transferência goticular estável com elongamento mínimo para o dado gás
de proteção base Ar + 5%O
2
(ver Capítulo 5). Este experimento foi tomado como referencia, a
partir do qual foi feita a crescente adição dos teores de He. Foi escolhido o hélio como
componente do gás de proteção devido ao mesmo ser inerte e possuir propriedades
notadamente diferentes do argônio, como sua condutividade térmica e seu potencial de
ionização. Manteve-se o arame-eletrodo AWS ER70S-6, ∅1,2 mm, e chapas de teste de aço
baixo carbono (300 x 38 x 12,7 mm).
Tabela 7.1 – Combinação de DBCP com as composições de gás utilizadas.
DBCP (mm) Composição do gás de Proteção
Ar + 5% O
2
Ar + 5% O
2
+ 5% He
Ar + 5% O
2
+ 10% He
Ar + 5% O
2
+ 15% He
Ar + 5% O
2
+ 20% He
18
Ar + 5% O
2
+ 25% He
Ar + 5% O
2
Ar + 5% O
2
+ 5% He
Ar + 5% O
2
+ 10% He
Ar + 5% O
2
+ 15% He
Ar + 5% O
2
+ 20% He
26
Ar + 5% O
2
+ 25% He
Efeito do gás de proteção - 97
Para a obtenção das composições de gás pretendidas, utilizou-se um misturador de
gases laboratorial, e um analisador de misturas gasosas comercial. O aparato foi avaliado
segundo o Relatório Interno LAPROSOLDA/UFU/009/2005, que está apresentado no Anexo II.
A Tabela 7.2 apresenta os valores regulados de DBCP, Va, Vs e Gás de proteção,
bem como os valores medidos de corrente (I
M
) e tensão (U
M
) médios durante as soldas. Estas
medições foram feitas através de aquisição de dados por 5 s, a uma freqüência de 10 kHz com
resolução de 12 bits. A Figura 7.1 mostra o comportamento da tensão de soldagem com a
mudança do gás de proteção, para os dois comprimentos de arco (duas DBCP) aplicadas.
Tabela 7.2 – Parâmetros de soldagem regulados e monitorados durante a avaliação do efeito
do teor de He.
Valores de regulagem Valores Monitorados
DBCP (mm) Va (m/min) Vs (cm/min) Gás I
M
(A) U
M
(V)
Ar + 5% O
2
249 32,2
Ar + 5% O
2
+ 5% He
250 31,1
Ar + 5% O
2
+ 10% He
250 32,5
Ar + 5% O
2
+ 15% He
249 33,0
Ar + 5% O
2
+ 20% He
249 32,2
18 (arco
curto)
Ar + 5% O
2
+ 25% He
249 32,3
Ar + 5% O
2
249 35,1
Ar + 5% O
2
+ 5% He
249 34,8
Ar + 5% O
2
+ 10% He
249 36,0
Ar + 5% O
2
+ 15% He
249 34,8
Ar + 5% O
2
+ 20% He
249 35,8
26 (arco
longo)
6,9 40,8
Ar + 5% O
2
+ 25% He
249 36,2
Observa-se na Figura 7.1 que não há tendência clara de algum efeito da
composição do gás de proteção sobre a tensão medida nas soldagens. As pequenas
oscilações observadas devem ser relativas a pequenas variações nos comprimentos de arco
observados.
Efeito do gás de proteção - 98
30
31
32
33
34
35
36
37
Ar+
5
%
O2
Ar+
5
%
O2
+
0
5
%
He
Ar+5%O2+10%He
A
r+5%O2
+
1
5
%
He
Ar+5%O2+20%He
A
r+5%O2
+
2
5
%
He
Gás
U
M
(V)
26 mm 18 mm
Figura 7.1 – Tensão medida durante as soldagens para cada DBCP e Gás de proteção.
7.2 Caracterização geométrica da transferência metálica
A Tabela 7.3 mostra quadros representativos das filmagens realizadas a 2000
quadros por segundo. Neste capítulo, para cada comprimento de arco foi utilizada uma
configuração de ampliação que melhor enquadrasse a transferência metálica, com o intuito de
otimizar a avaliação das filmagens pelo Vídeo Analisador da transferência metálica. Observa-se
uma homogeneidade do tipo de transferência em cada comprimento de arco utilizado. A Tabela
7.4 e a Figura 7.2 apresentam as características geométricas da transferência medidas.
Observa-se que para arcos curtos (DBCP = 18 mm) há uma tendência de redução no
comprimento do arco com o aumento do teor de hélio. Olhando especificamente para a
diferença entre a soldagem sem He e a soldagem com 5% de He, observa-se que não houve
variação no comprimento do arco, muito embora na Figura 7.1 tenha-se observado uma queda
de tensão, da ordem de 1,1 V, ou seja, nas mesmas condições a soldagem com He
proporcionou uma tensão menor no arco. Este comportamento conduz à idéia de que uma
pequena adição de gás hélio pode tornar o arco de soldagem mais “eficiente”, ou seja, com o
mesmo comprimento e uma tensão menor. Salienta-se que esta observação é feita com todos
os outros parâmetros da soldagem MIG/MAG constantes (corrente; velocidade de alimentação
e comprimento energizado do eletrodo; e DBCP). Este comportamento também é observado,
muito embora mais tênue, para a soldagem com arcos longos.
Observando os experimentos com arcos curtos, pode-se afirmar que a adição de
gás He provoca a redução do comprimento do arco para um valor aproximadamente constante
de tensão. Isso contradiz a idéia comentada no parágrafo acima. Inclusive pelo fato de que um
arco menor, à mesma DBCP, acarreta um maior comprimento energizado de arame,
Efeito do gás de proteção - 99
aumentando o aproveitamento da energia imposta pela fonte pelo maior efeito Joule, efeito
consoante com o anterior, que deveria reduzir a tensão obtida e que pode ser considerado
conseqüência indireta da utilização de He na composição do gás de proteção.
Tabela 7.3 – Filmagens realizadas dispostas em função da DBCP e da composição do Gás de
proteção utilizado.
Composição do Gás de Proteção
DBCP
(mm)
Ar + 5% O
2
Ar + 5% O
2
+ 5% He
Ar + 5% O
2
+ 10% He
Ar + 5% O
2
+ 15% He
Ar + 5% O
2
+ 20% He
Ar + 5% O
2
+ 25% He
18
(arco curto
– 5,9 a
7,8 mm)
26
(arco longo
– 9,6 a
11,7 mm)
Tabela 7.4 – Características geométricas das transferências metálicas para as diferentes
composições do gás de proteção.
Arco DBCP
(mm)
Gás
a (mm)
σ
a (mm
f (Hz)
d
(mm)
σ
d (mm)
Ar + 5% O
2
7,7 0,9 315 1,0 0,2
Ar + 5% O
2
+ 5% He
7,8 0,6 272 1,1 0,2
Ar + 5% O
2
+ 10% He
6,9 0,5 252 1,0 0,2
Ar + 5% O
2
+ 15% He
7,1 0,7 296 1,0 0,2
Ar + 5% O
2
+ 20% He
6,9 0,8 316 1,0 0,2
Curto 18
Ar + 5% O
2
+ 25% He
5,9 0,6 256 1,1 0,2
Ar + 5% O
2
10,9 0,8 204 1,1 0,2
Ar + 5% O
2
+ 5% He
11,0 0,7 208 1,2 0,3
Ar + 5% O
2
+ 10% He
10,2 0,8 376 1,0 0,2
Ar + 5% O
2
+ 15% He
9,6 0,9 316 1,0 0,2
Ar + 5% O
2
+ 20% He
11,7 0,8 228 1,1 0,2
Longo 26
Ar + 5% O
2
+ 25% He
11,3 0,8 360 0,9 0,1
Efeito do gás de proteção - 100
O comportamento da freqüência de destacamento das gotas (f) não apresentou, de
maneira geral, tendência clara nos experimentos realizados. Contudo, na transição entre a
soldagem sem He para teores de até 10% de He no gás de proteção evidencia-se uma
redução na freqüência de destacamento medida na soldagem com arcos curtos. Um arco com
fluxo de plasma mais instável, alinhado com o efeito térmico provocado pelo He (maior
aquecimento do arco) e seu maior potencial de ionização podem ser considerados causas
deste comportamento e da tendência aparentemente aleatória apresentada pela freqüência de
destacamento das gotas em soldas de arco longo. Também não se pode deixar de considerar
uma eventual falha no dimensionamento da amostra, tal como fora observado pelos autores de
um recente trabalho (Morales et al, 2007), onde foram obtidos diferentes valores de freqüência
de destacamento para diferentes tamanhos de amostras. Os autores publicaram os valores da
amostras maiores, da ordem de 5 s, pois julgaram mais confiáveis. Para se certificar dos
valores de freqüência de destacamento foram repetidas as medições, os valores foram os
mesmos ou muito próximos dos já apresentados, mas mesmo assim não se pode classificar
como confiáveis os valores obtidos de freqüência de destacamento das gotas nos
experimentos deste capítulo.
0
4
8
12
16
20
Ar + 5% O2
Ar + 5% O2 + 5% He
Ar + 5% O2 + 10% He
Ar + 5% O2 + 15% He
Ar + 5% O2 + 20% He
Ar + 5% O2 + 25% He
Ar + 5% O2
Ar + 5% O2 + 5% He
Ar + 5% O2 + 10% He
Ar + 5% O2 + 15% He
Ar + 5% O2 + 20% He
Ar + 5% O2 + 25% He
a,d (mm)
-200
-100
0
100
200
300
400
500
18 26
DBCP (mm)
f (Hz)
d (mm)
a (mm)
f (Hz)
Arco
Curto Médio
0
4
8
12
16
20
Ar + 5% O2
Ar + 5% O2 + 5% He
Ar + 5% O2 + 10% He
Ar + 5% O2 + 15% He
Ar + 5% O2 + 20% He
Ar + 5% O2 + 25% He
Ar + 5% O2
Ar + 5% O2 + 5% He
Ar + 5% O2 + 10% He
Ar + 5% O2 + 15% He
Ar + 5% O2 + 20% He
Ar + 5% O2 + 25% He
a,d (mm)
-200
-100
0
100
200
300
400
500
18 26
DBCP (mm)
f (Hz)
d (mm)
a (mm)
f (Hz)
Arco
Curto Médio
Figura 7.2 – Comprimento do arco (a), diâmetro das gotas (d) e freqüência de destacamento (f)
versus Comprimento do arco e Composição do Gás de Proteção.
Efeito do gás de proteção - 101
Tal como nos capítulos anteriores, para verificar a coerência dos valores obtidos
dos diâmetros das gotas, procede-se a análise a seguir. A Tabela 7.5 apresenta uma
estimativa da freqüência real de destacamento baseada nas medições do diâmetro das gotas e
seu desvio padrão, apresentados na tabela anterior. Para a estimativa da massa das gotas
(Mg), adotou-se, para a densidade das gotas, o valor de 7500 kg/m
3
(Kin & Na, 2001). A
freqüência esperada (f
ESP
) foi calculada utilizando-se o diâmetro médio das gotas; a máxima
freqüência foi calculada utilizando-se o diâmetro mínimo das gotas, ou seja, o diâmetro médio
subtraído do desvio padrão; e a freqüência mínima foi calculada de forma análoga, mas com o
máximo diâmetro das gotas. Observa-se que em todos os casos as freqüências medidas estão
entre a máxima e a mínima freqüência esperadas, mas são maiores que a freqüência esperada
calculada. Este comportamento dá a entender que a maioria das gotas tende a ser um pouco
menor do que a média, o que faz com que a freqüência medida seja um pouco maior que a
esperada. Ainda há que se considerar um eventual erro de medição da freqüência das gotas, já
citado anteriormente. Este comportamento é diferente do apresentado nas soldas dos capítulos
5 e 6 dada a influencia do hélio com seu maior potencial de ionização, aumentando a
temperatura na conexão do arco com o eletrodo, facilitando, nestas proporções utilizadas, o
destacamento das gotas. Lembra-se que nestes cálculos não se levou em consideração a
evaporação do eletrodo, considera-se coerente o comportamento observado para as
freqüências obtidas em relação ao intervalo de freqüência esperada obtido.
Tabela 7.5 – Relação entre a freqüência de destacamento esperada (f
ESP
) e a observada (f).
Arco Gás Va
(kg/s)
d
(mm)
Mg (kg)
f
ESP
(Hz)
Max
(Hz)
Min
(Hz)
f (Hz)
Ar + 5% O
2
1,0
3,9E-06
258 505 150 315
Ar + 5% O
2
+ 5% He 1,1
5,2E-06
194 354 118 272
Ar + 5% O
2
+ 10% He 1,0
4,4E-06
230 366 153 252
Ar + 5% O
2
+ 15% He 1,0
3,9E-06
258 505 150 296
Ar + 5% O
2
+ 20% He 1,0
4,3E-06
236 406 150 316
Curto
Ar + 5% O
2
+ 25% He 1,1
4,5E-06
223 379 142 256
Ar + 5% O
2
1,1
5,7E-06
179 274 123 204
Ar + 5% O
2
+ 5% He 1,2
6,0E-06
170 421 85 208
Ar + 5% O
2
+ 10% He 1,0
4,0E-06
251 505 142 376
Ar + 5% O
2
+ 15% He 1,0
3,8E-06
266 588 142 316
Ar + 5% O
2
+ 20% He 1,1
4,5E-06
223 421 132 228
Longo
Ar + 5% O
2
+ 25% He
1,01E-3
0,9
3,0E-06
343 524 236 360
Efeito do gás de proteção - 102
7.3 Comportamento cinemático das gotas e sua velocidade de chegada à poça de
fusão
As Figuras 7.3 a 7.14 apresentam as curvas posição versus tempo das gotas em
cada experimento realizado. Observou-se apenas para o gás de proteção com 5% He um
aumento na dispersão quando do aumento do comprimento de arco (passagem da DBCP de
18 para 26 mm), como mostram as Figuras 7.5 e 7.6. A dispersão entre os experimentos, bem
como entre as curvas de cada experimento é baixa, levando à idéia de que não há interferência
das adições de He na disposição da trajetória das gotas.
Na Tabela 7.6 tem-se os valores medidos da velocidade de chegada das gotas à
poça de fusão (V
CHE
), bem como os níveis de significância obtidos pelo teste ANOVA. Observa-
se que a composição do gás de proteção não afetou significativamente V
CHE
nas condições
dadas (p = 0,18), e que o comprimento de arco a afetou (p <0,01), diferentemente do
observado no Capítulo 5, Tabela 5.4, para a corrente de 250 A, onde o nível de significância foi
de 0,07. A Figura 7.15 mostra uma tendência de redução do valor de V
CHE
para teores mais
elevados de He no gás de proteção, a partir de 10%, com arco curto, bem como um aumento
de V
CHE
para pequenas adições de He nesse comprimento de arco. Tal fato pode estar
associado ao aumento da pressão axial do arco provocada pelo He não ionizado, o que
estreitaria a região de plasma no centro do arco aumentando a componente devida à
aceleração de plasma na aceleração da gota à poça e consequentemente sua velocidade ao
final do vôo. Para se repetir este fenômeno em arco longo, provavelmente seria necessária
uma maior quantidade de gás He na mistura, uma vez que o arco é maior em comprimento, e
ainda maior em volume. Na Figura 7.15 observa-se essa tendência de crescimento de V
CHE
para teores de até 20% de He. Para teores acima de 10% de He e arco curto e acima de 20%
He para arco longo o estrangulamento da região ionizada do arco é tal que a mesma deve
atingir diâmetros menores que o das gotas, reduzindo a participação do arraste na composição
da aceleração das mesmas, reduzindo sua velocidade final. A extrapolação desta observação
conduz ao resultado prático da impossibilidade de se obter transferência metálica por vôo livre
na soldagem com altos teores de He apresentado por Rhee & Kannatey-Asibu (1992).
Efeito do gás de proteção - 103
Ar + 5% O2; DBCP = 18mm
0
3
6
9
12
15
024681
t (ms)
x (mm)
0
Figura 7.3 – Posição versus tempo das gotas nas condições dadas de composição do gás de
proteção e DBCP. (a = 7,7 mm)
Ar + 5% O2; DBCP = 26mm
0
3
6
9
12
15
024681
t (ms)
x (mm)
0
Figura 7.4 – Posição versus tempo das gotas nas condições dadas de composição do gás de
proteção e DBCP.(a = 10,9 mm)
Ar + 5% O2 + 5% He; DBCP = 18mm
0
3
6
9
12
15
024681
t (ms)
x (mm)
0
Figura 7.5 – Posição versus tempo das gotas nas condições dadas de composição do gás de
proteção e DBCP. (a = 7,8 mm)
Efeito do gás de proteção - 104
Ar + 5% O2 + 5% He; DBCP = 26mm
0
3
6
9
12
15
024681
t (ms)
x (mm)
0
Figura 7.6 – Posição versus tempo das gotas nas condições dadas de composição do gás de
proteção e DBCP. (a = 11,0 mm)
Ar + 5% O2 + 10% He; DBCP = 18mm
0
3
6
9
12
15
024681
t (ms)
x (mm)
0
Figura 7.7 – Posição versus tempo das gotas nas condições dadas de composição do gás de
proteção e DBCP. (a = 6,9 mm)
Ar + 5% O2 + 10% He; DBCP = 26mm
0
3
6
9
12
15
024681
t (ms)
x (mm)
0
Figura 7.8 – Posição versus tempo das gotas nas condições dadas de composição do gás de
proteção e DBCP. (a = 10,2 mm)
Efeito do gás de proteção - 105
Ar + 5% O2 + 15% He; DBCP = 18mm
0
3
6
9
12
15
024681
t (ms)
x (mm)
0
Figura 7.9 – Posição versus tempo das gotas nas condições dadas de composição do gás de
proteção e DBCP. (a = 7,1 mm)
Ar + 5% O2 + 15% He; DBCP = 26mm
0
3
6
9
12
15
024681
t (ms)
x (mm)
0
Figura 7.10 – Posição versus tempo das gotas nas condições dadas de composição do gás de
proteção e DBCP. (a = 9,6 mm)
Ar + 5% O2 + 20% He; DBCP = 18mm
0
3
6
9
12
15
024681
t (ms)
x (mm)
0
Figura 7.11 – Posição versus tempo das gotas nas condições dadas de composição do gás de
proteção e DBCP. (a = 6,9 mm)
Efeito do gás de proteção - 106
Ar + 5% O2 + 20% He; DBCP = 26mm
0
3
6
9
12
15
024681
t (ms)
x (mm)
0
Figura 7.12 – Posição versus tempo das gotas nas condições dadas de composição do gás de
proteção e DBCP. (a = 11,7 mm)
Ar + 5% O2 + 25% He; DBCP = 18mm
0
3
6
9
12
15
024681
t (ms)
x (mm)
0
Figura 7.13 – Posição versus tempo das gotas nas condições dadas de composição do gás de
proteção e DBCP. (a = 5,9 mm)
Ar + 5% O2 + 25% He; DBCP = 26mm
0
3
6
9
12
15
024681
t (ms)
x (mm)
0
Figura 7.14 – Posição versus tempo das gotas nas condições dadas de composição do gás de
proteção e DBCP. (a = 11,3 mm)
Efeito do gás de proteção - 107
Tabela 7.6 – Velocidade de chegada: medidas; médias e resultado da ANOVA.
Arco
Curto Longo
% He
0 5 10 15 20 25 0 5 10 15 20 25
1,23 0,93 1,50 1,36 1,24 1,12 2,39 1,70 1,68 1,25 2,24 1,71
1,29 1,29 1,26 1,30 1,40 1,18 1,82 1,68 1,55 1,24 2,11 1,60
1,29 1,22 1,66 1,29 1,23 0,81 1,96 1,97 1,39 1,36 2,11 0,80
1,22 1,07 1,07 1,15 1,41 0,91 1,53 1,39 1,69 1,82 1,84 1,54
1,22 1,44 1,08 1,29 1,01 1,37 2,10 1,54 1,95 2,10 1,94 1,97
1,23 1,08 1,57 1,52 1,24 0,95 1,65 2,26 1,71 1,96 2,10 1,83
0,93 1,22 1,56 1,16 1,21 0,82 1,82 1,83 1,96 1,82 2,08 1,11
0,71 1,36 1,50 0,94 0,78 1,16 1,82 2,52 1,95 2,38 1,82 2,10
V
CHE
(m/s)
1,29 0,93 1,41 1,22 0,96 1,33 1,56 1,83 1,26 1,98 1,66 1,94
Média 1,16 1,17 1,40 1,25 1,16 1,07 1,85 1,86 1,68 1,77 1,99 1,62
p Arco: <0,01; Composição do Gás de Proteção: 0,18; Interação: 0,06.
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
0,0
0,4
0,8
1,2
1,6
2,0
2,4
V
CHE
(m/s)
DBCP (mm) 18
DBCP (mm) 26
Arco Curto
Arco Longo
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
0,0
0,4
0,8
1,2
1,6
2,0
2,4
V
CHE
(m/s)
DBCP (mm) 18
DBCP (mm) 26
Arco Curto
Arco Longo
Figura 7.15 – Efeito da composição do gás de proteção e do comprimento de arco sobre V
CHE
.
7.4 Caracterização geométrica dos cordões de solda
A Tabela 7.7 apresenta as medidas realizadas de penetração (P), reforço (R),
largura (L), área total (A
T
), área adicionada medida (A
AM
) e área fundida (A
F
) dos cordões de
solda. A Tabela 7.8 apresenta as macrografias dos cordões de solda, onde se pode observar,
Efeito do gás de proteção - 108
particularmente para a soldagens com arco curto, uma redução do efeito “finger like” como
aumento do teor de He no gás de proteção, o que também foi observado no trabalho de
Morales et al (2007). A Tabela 7.9 apresenta os níveis de significância obtidos na ANOVA,
onde observa-se que a composição do gás de proteção afeta significativamente o reforço, a
largura, a área total e a área fundida do cordão de solda. O comprimento de arco, por sua vez,
afetou a penetração, e o reforço do cordão somente, tal como no trabalho de Morales et al
(2007). A interação entre os dois fatores mostra que o reforço do cordão, a área total e a área
fundida são afetados diferentemente pelo teor de hélio no gás de proteção em cada
comprimento de arco adotado, o que não se confirmou nos resultados de Morales et al (2007),
que observou desvios padrão altos para essas variáveis.
Na Figura 7.16 observa-se, particularmente para a soldagem com arco curto e para
teores de até 10% de He uma tendência de aumento da penetração que acompanha a
tendência apresentada na análise de V
CHE
(Figura 7.15), mostrando que a velocidade de
chegada das gotas à poça de fusão foi consoante com a penetração do cordão de solda nessa
condição específica. Contudo, para teores acima de 10% He e comprimento de arco curto,
observa-se uma tendência de se manter o valor da penetração, em detrimento à queda do
valor de V
CHE
. Esse comportamento indica que para teores mais altos de hélio, sua maior
capacidade térmica torna-se importante na composição da temperatura da poça, mantendo os
patamares de penetração, mesmo com a queda dos valores de V
CHE
. O resultado da
concorrência dos efeitos foi favorável à manutenção dos valores da penetração, por prevalecer
o aumento do teor de hélio sobre a redução percebida dos valores de V
CHE
. Já com arcos
maiores a penetração do cordão de solda acompanha a tendência de V
CHE
também apenas até
o teor de 10% He. Acima disso também considera-se dominante a capacidade térmica do hélio
sobre V
CHE
.
A Figura 7.17 apresenta o efeito do comprimento do arco (análogo à DBCP) e da
composição do gás de proteção sobre o reforço do cordão de solda. Evidencia-se,
particularmente para arcos mais curtos (DBCP = 18 mm) que a adição de pequenos teores de
He à mistura gasosa reduz consideravelmente o reforço do cordão de solda, tornando-o mais
tênue. Para os demais valores obtidos não houve tendência observada. A Figura 7.18
apresenta o efeito dos fatores sobre a largura do cordão. Para arcos curtos (DBCP = 18 mm),
há uma tendência clara de aumento da largura do cordão de solda com o aumento do teor de
He no gás de proteção, até teores de 20% He. A maior retenção de calor no arco seria
responsável por esta maior fluidez do cordão de solda. Para arcos longos (DBCP = 26 mm),
percebe-se que a mudança na composição do gás atua diferentemente que para arcos curtos,
uma vez que não houve tendência observada.
Efeito do gás de proteção - 109
Tabela 7.7 – Geometria dos cordões de solda: medidas realizadas.
DBCP
(mm)
Gás P (mm) R (mm) L (mm) A
T
(mm
2
)
A
AM
(mm
2
)
A
F
(mm
2
)
2,4 3,0 8,7 30,9 20,3 10,6
2,7 3,3 10,5 36,1 23,3 12,8
Ar + 5% O
2
2,2 3,5 11,2 37,3 26,5 10,8
2,4 2,9 9,7 30,1 20,7 9,4
2,5 2,8 9,8 30,5 20,1 10,4
Ar + 5% O
2
+
5% He
2,5 2,7 10,7 30,4 18,3 12,1
2,5 2,7 9,3 30,7 16,7 14,0
2,8 2,8 10,8 37,3 21,8 15,5
Ar + 5% O
2
+
10% He
2,7 2,8 11,6 41,3 23,9 17,4
2,2 2,7 10,9 31,7 22,4 9,3
2,1 2,6 10,1 26,6 17,3 9,3
Ar + 5% O
2
+
15% He
2,5 2,7 10,3 30,8 20,9 9,9
2,6 3,1 11,2 39,7 23,8 15,9
2,5 2,8 12,1 39,2 24,4 14,8
Ar + 5% O
2
+
20% He
2,5 2,6 10,9 35,7 19,2 16,6
2,8 2,8 10,6 37,4 20,2 17,2
2,6 2,5 11,2 37,2 19,4 17,7
18
Ar + 5% O
2
+
25% He
2,7 2,9 10,7 38,5 21,8 16,7
2,1 2,8 9,7 31,3 19,2 12,1
2,4 2,7 10,0 32,9 20,0 13,0
Ar + 5% O
2
2,3 2,5 10,3 32,2 19,4 12,8
2,0 2,7 11,0 33,0 19,9 13,1
2,5 2,6 11,8 38,8 22,1 16,7
Ar + 5% O
2
+
5% He
2,5 2,8 11,0 38,1 21,2 16,8
2,2 2,8 10,5 33,2 21,2 11,9
2,2 2,5 10,9 36,2 21,2 15,0
Ar + 5% O
2
+
10% He
1,6 2,5 10,2 30,9 20,2 10,7
2,2 2,6 10,1 34,6 20,4 14,1
2,3 2,8 10,0 33,5 21,6 11,9
Ar + 5% O
2
+
15% He
2,5 2,8 9,5 35,0 21,4 13,6
2,3 2,8 12,2 43,5 26,9 16,6
2,3 2,3 11,5 33,5 18,7 14,8
Ar + 5% O
2
+
20% He
2,0 2,5 11,3 33,1 20,2 12,9
2,4 2,3 11,1 36,4 22,1 14,3
2,1 2,4 10,9 36,3 23,3 13,0
26
Ar + 5% O
2
+
25% He
2,2 2,7 11,1 37,0 24,6 12,5
Tabela 7.8 – Macrografias dos cordões de solda.
Composição do Gás de Proteção
DBCP
(mm)
Ar + 5% O
2
Ar + 5% O
2
+
5% He
Ar + 5% O
2
+
10% He
Ar + 5% O
2
+
15% He
Ar + 5% O
2
+
20% He
Ar + 5% O
2
+
25% He
18
26
Efeito do gás de proteção - 110
Tabela 7.9 – Níveis de significância obtidos pela ANOVA.
Variáveis
Fatores
P R L A
T
A
AM
A
F
DBCP
0,00 0,00
0,55 0,65 0,85 0,73
Composição do Gás 0,71
0,05 0,01 0,02
0,72
0,00
DBCP x Comp. Gás 0,17
0,04
0,27
0,05
0,24
0,00
A Figura 7.19 apresenta o comportamento da área total do cordão de solda com o
comprimento de arco e a composição do gás. Para arcos longos, há uma tendência clara de
aumento da largura do cordão de solda com o aumento do teor de He no gás de proteção. Mais
uma vez, a maior retenção de calor no arco pelo gás He seria responsável por este resultado,
uma maior área fundida. Para arcos curtos, percebe-se que a mudança na composição do gás
atua diferentemente que para arcos longos, mas não houve tendência clara observada. A
Figura 7.20 apresenta os resultados obtidos de área fundida. Observa-se um aumento da área
fundida para arcos curtos até teores de 10% He, a partir de 15%, mas dentro do mesmo
patamar médio. Para arcos longos, a maior variação apresenta-se quando da adição de He à
mistura gasosa. Tal como os efeitos anteriores, estes também são devido à combinação e ao
balanço de V
CHE
com a propriedade do gás He de prover à poça de fusão maior aporte térmico.
Não foi observada diferença significativa entre os valores da área adicionada, como pode ser
visto na Figura 7.21, dado que os valores de velocidade de alimentação e soldagem
mantiveram-se constantes para todos os experimentos.
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
Gás
1,6
1,8
2,0
2,2
2,4
2,6
2,8
3,0
3,2
Penetração (mm)
DBCP (mm) 18
DBCP (mm) 26
Arco Curto
Arco Longo
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
Gás
1,6
1,8
2,0
2,2
2,4
2,6
2,8
3,0
3,2
Penetração (mm)
DBCP (mm) 18
DBCP (mm) 26
Arco Curto
Arco Longo
Figura 7.16 – Efeito do Gás de Proteção e do comprimento do arco sobre a Penetração.
Efeito do gás de proteção - 111
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
Gás
2,0
2,2
2,4
2,6
2,8
3,0
3,2
3,4
3,6
Reforço (mm)
DBCP (mm) 18
DBCP (mm) 26
Arco Curto
Arco Longo
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
Gás
2,0
2,2
2,4
2,6
2,8
3,0
3,2
3,4
3,6
Reforço (mm)
DBCP (mm) 18
DBCP (mm) 26
Arco Curto
Arco Longo
Figura 7.17 – Efeito do Gás de Proteção e do comprimento do arco sobre o Reforço.
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
Gás
8,5
9,0
9,5
10,0
10,5
11,0
11,5
12,0
12,5
13,0
Largura (mm)
DBCP (mm) 18
DBCP (mm) 26
Arco Curto
Arco Longo
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
Gás
8,5
9,0
9,5
10,0
10,5
11,0
11,5
12,0
12,5
13,0
Largura (mm)
DBCP (mm) 18
DBCP (mm) 26
Arco Curto
Arco Longo
Figura 7.18 – Efeito do Gás de Proteção e do comprimento do arco sobre a Largura.
Efeito do gás de proteção - 112
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
Gás
10
15
20
25
30
35
40
Área Total (mm
2
)
DBCP (mm) 18
DBCP (mm) 26
Arco Curto
Arco Longo
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
Gás
10
15
20
25
30
35
40
Área Total (mm
2
)
DBCP (mm) 18
DBCP (mm) 26
Arco Curto
Arco Longo
Figura 7.19 – Efeito do Gás de Proteção e do comprimento do arco sobre a Área Total.
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
Gás
10
15
20
25
30
35
40
Área Fundida (mm
2
)
DBCP (mm) 18
DBCP (mm) 26
Arco Curto
Arco Longo
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
Gás
10
15
20
25
30
35
40
Área Fundida (mm
2
)
DBCP (mm) 18
DBCP (mm) 26
Arco Curto
Arco Longo
Figura 7.20 – Efeito do Gás de Proteção e do comprimento do arco sobre a Área Fundida.
Efeito do gás de proteção - 113
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
Gás
10
15
20
25
30
35
40
Área Adicionada Medida (mm
2
)
DBCP (mm) 18
DBCP (mm) 26
Arco Curto
Arco Longo
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
Gás
10
15
20
25
30
35
40
Área Adicionada Medida (mm
2
)
DBCP (mm) 18
DBCP (mm) 26
Arco Curto
Arco Longo
Figura 7.21 – Efeito do Gás de Proteção e do Comprimento do arco sobre a Área Adicionada.
7.5 Quantidade de Movimento Efetiva das gotas em transferência
A Tabela 7.10 apresenta as características das transferências metálicas e também
a Quantidade de Movimento (Q), a Taxa de Quantidade de Movimento (T) e a Quantidade de
Movimento Efetiva (Qe) das gotas, obtidas respectivamente através das Equações 3.2, 3.3 e
3.4. As figuras 7.22, 7.23 e 7.24 apresentam o comportamento das variáveis dinâmicas citadas
e da penetração da solda com o aumento do teor de He na mistura. Não é perceptível
nenhuma relação lógica dessas variáveis com a penetração da solda, nem com o aumento do
teor de He no gás de proteção. Para arcos longos, pode-se supor uma queda nas
características dinâmicas com o aumento do teor de He na mistura, fato que não encontra
subsídio teórico nem prático, uma vez que não acompanhou o comportamento razoavelmante
uniforme da penetração da solda com o aumento do teor de He na mistura.
Efeito do gás de proteção - 114
Tabela 7.10 – Características de transferência metálica e de dinâmica das gotas.
DBCP
(mm)
Gás
a
(mm)
d
(mm)
f
(Hz)
V
CHE
(m/s)
Q x 10
-4
(kg.m/s)
T x 10
-4
(N)
Qe x 10
(kg/s)
Ar + 5% O
2
7,7 1,0 315 1,15 0,045 14,22 2,09
Ar + 5% O
2
+
5% He
7,8 1,1 272 1,17 0,061 16,63 2,44
Ar + 5% O
2
+
10% He
6,9 1,0 252 1,40 0,062 15,58 2,29
Ar + 5% O
2
+
15% He
7,1 1,0 296 1,25 0,049 14,52 2,14
Ar + 5% O
2
+
20% He
6,9 1,0 316 1,16 0,050 15,72 2,31
18
Ar + 5% O
2
+
25% He
5,9 1,1 256 1,07 0,049 12,45 1,83
Ar + 5% O
2
10,9 1,1 204 1,85 0,105 21,37 3,14
Ar + 5% O
2
+
5% He
11,0 1,2 208 1,86 0,111 23,09 3,40
Ar + 5% O
2
+
10% He
10,2 1,0 376 1,68 0,068 25,54 3,76
Ar + 5% O
2
+
15% He
9,6 1,0 316 1,77 0,067 21,30 3,13
Ar + 5% O
2
+
20% He
11,7 1,1 228 1,99 0,090 20,62 3,03
26
Ar + 5% O
2
+
25% He
11,3 0,9 360 1,62 0,048 17,26 2,54
DBCP (mm): 18
Gás:
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
-0,5
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
P
DBCP (mm): 26
Gás:
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
0,00
0,03
0,06
0,09
0,12
0,15
0,18
0,21
0,24
Q
Penetração (mm)(L)
Quantidade de Movimento (kg.m/s)(R)
Arco Curto Arco Longo
Q x 10
-4
DBCP (mm): 18
Gás:
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
-0,5
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
P
DBCP (mm): 26
Gás:
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
0,00
0,03
0,06
0,09
0,12
0,15
0,18
0,21
0,24
Q
Penetração (mm)(L)
Quantidade de Movimento (kg.m/s)(R)
Arco Curto Arco Longo
DBCP (mm): 18
Gás:
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
-0,5
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
P
DBCP (mm): 26
Gás:
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
0,00
0,03
0,06
0,09
0,12
0,15
0,18
0,21
0,24
Q
Penetração (mm)(L)
Quantidade de Movimento (kg.m/s)(R)
Arco Curto Arco Longo
Q x 10
-4
Figura 7.22 – Penetração e Quantidade de Movimento em função da Composição do Gás.
Efeito do gás de proteção - 115
DBCP (mm): 18
Gás:
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
-5
0
5
10
15
20
25
30
T x 10
4
DBCP (mm): 26
Gás:
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
0
1
2
3
4
5
6
7
P
Penetração (mm)(R)
Taxa de Quantidade de Movimento (N)(L)
Arco Curto Arco Longo
T x 10
-4
DBCP (mm): 18
Gás:
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
-5
0
5
10
15
20
25
30
T x 10
4
DBCP (mm): 26
Gás:
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
0
1
2
3
4
5
6
7
P
Penetração (mm)(R)
Taxa de Quantidade de Movimento (N)(L)
Arco Curto Arco Longo
DBCP (mm): 18
Gás:
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
-5
0
5
10
15
20
25
30
T x 10
4
DBCP (mm): 26
Gás:
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
0
1
2
3
4
5
6
7
P
Penetração (mm)(R)
Taxa de Quantidade de Movimento (N)(L)
Arco Curto Arco Longo
T x 10
-4
Figura 7.23 – Penetração e Taxa de Quantidade de Movimento em função da Composição do
Gás.
DBCP (mm): 18
Gás:
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
0,0
0,8
1,6
2,4
3,2
4,0
P, Qe
DBCP (mm): 26
Gás:
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
Penetração (mm)
Quantidade de Movimento Efetiva (Qe)
Arco Curto Arco Longo
DBCP (mm): 18
Gás:
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
0,0
0,8
1,6
2,4
3,2
4,0
P, Qe
DBCP (mm): 26
Gás:
Ar+5%O
2
Ar+5%O
2
+05%He
Ar+5%O
2
+10%He
Ar+5%O
2
+15%He
Ar+5%O
2
+20%He
Ar+5%O
2
+25%He
Penetração (mm)
Quantidade de Movimento Efetiva (Qe)
Arco Curto Arco Longo
Figura 7.24 – Penetração e Quantidade de Movimento Efetiva em função da composição do
gás.
Efeito do gás de proteção - 116
7.6 Conclusões Parciais
Tendo em vista as condições adotadas neste capítulo, composições do gás de
proteção, corrente de soldagem constante, velocidade de alimentação e velocidade de
soldagem constantes, conclui-se que:
7.6.1. Relacionando os parâmetros de entrada (composição do gás de
proteção e comprimento de arco) com as características cinemáticas:
• O aumento do teor de hélio no gás de proteção:
• Não provoca efeito significativo nas trajetórias das gotas;
• Não afeta a velocidade de chegada das gotas à poça de fusão;
• O aumento do comprimento do arco:
• Não provoca efeito significativo nas trajetórias das gotas;
• Aumenta a velocidade de chegada das gotas à poça de fusão para todas as
composições de gás utilizadas;
7.6.2. Relacionando os parâmetros de entrada (composição do gás de
proteção e comprimento de arco) com as características dinâmicas:
• O aumento do teor de hélio no gás de proteção não provoca efeito claro nas
características dinâmicas das gotas;
• O aumento do comprimento do arco aumenta o valor das características dinâmicas
das gotas para todas as composições de gás utilizadas;
7.6.3. Relacionando os parâmetros de entrada (composição do gás de
proteção e comprimento de arco) com a geometria da solda:
• O aumento do teor de hélio no gás de proteção:
• Reduz sensivelmente a formação da penetração profunda e estreita
conhecida como “finger like”;
• Não afeta a penetração das soldas;
• Reduz o reforço e aumenta a largura dos cordões de solda;
• Aumenta a área fundida do cordão de solda, mas apenas em soldagem com
arco curto;
Efeito do gás de proteção - 117
• O aumento do comprimento do arco diminui a penetração e a área fundida em
todas as composições de gás de proteção utilizadas;
7.6.4. Relacionando as características dinâmicas com a geometria da
solda:
• As características dinâmicas gotas não apresentaram correlação com a penetração
da solda nas condições empregadas.
Efeito da polaridade... - 118
Capítulo 8
8. Efeito da polaridade da corrente nas características cinemáticas e dinâmicas da
transferência metálica de um eletrodo de aço carbono
A soldagem MIG/MAG em polaridade direta (CC-), tomando como base a soldagem
em polaridade inversa (CC+), é citada como de baixa penetração, alta taxa de fusão do arame
para uma dada corrente, pequena quantidade de calor transferido para a peça e de quantidade
de respingos alta. Talkington (1998), ao estudar a soldagem MIG/MAG com polaridade variável,
afirma que a aplicação de polaridade direta em MIG/MAG é limitada geralmente à transferência
globular, e é pouco usada devido ao arco ser instável e muitos respingos serem produzidos.
Este pesquisador afirma ainda que o maior problema inerente à soldagem em CC- é a força
catódica repulsiva que atua na extremidade fundida do eletrodo, já que nesta configuração os
elétrons são emitidos do eletrodo e transferidos à peça de trabalho. Esta força de reação é
descritas por Lancaster (1984) como a principal causa para gotas assimetricamente repelidas
durante o MIG/MAG em CC-. De acordo com o autor há um posicionamento instável do ponto
catódico na extremidade da gota: durante a soldagem, ponto este identificado por uma intensa
concentração de luz emitida de uma área localizada da gota. A Figura 8.1 ilustra esse
fenômeno. O ponto catódico pode ser observado se movimentando aleatoriamente ao redor de
uma gota grande no momento em que ela está sendo assimetricamente repelida. A
transferência metálica por gotas repelidas, bem como a movimentação aleatória do ponto
catódico foram observados em perfilografia por Talkington (1998) (Figura 8.2), utilizando
polaridade variável com 50% de CC- a 90 Hz e gás de proteção Ar + 2%O
2
.
Figura 8.1 – Gota assimetricamente repelida e o ponto catódico (Lancaster, 1984).
Efeito da polaridade... - 119
Quadro
Quadro
Quadro
Quadro
Quadro
Quadro
Quadro
Quadro
Quadro
Quadro
de de
de
de de de
de
de
de
de
Quadro
Quadro
Quadro
Quadro
Quadro
Quadro
Quadro
Quadro
Quadro
Quadro
Quadro
Quadro
Quadro
Quadro
Quadro
Quadro
Quadro
Quadro
Quadro
Quadro
de de
de
de de de
de
de
de
de
Figura 8.2 – Gota assimetricamente repelida e o ponto catódico (Talkington, 1998).
Apesar das características indesejáveis de se soldar em CC-, esta polaridade
oferece algumas características úteis para a soldagem MIG/MAG. O principal beneficio da CC-
seria o balanço reverso de calor produzido no arco. Acredita-se que a característica da
soldagem MIG/MAG em CC+ é que a menor parte do calor gerado no arco é transferida ao
eletrodo e o restante ao metal de base. Este balanço energético é reverso para soldagem na
CC-, a menor parte da energia é transferida ao metal de base e uma maior parcela do calor
para o eletrodo, o que é interessante quando se procura maiores taxas de fusão do arame.
Alguns pesquisadores, como Lancaster (1984), estudaram os vários fatores que afetam a
velocidade de fusão e tem mostrado que tanto maiores velocidades de fusão (maior volume
depositado por unidade de comprimento de solda) como menores penetrações são obtidas em
CC- quando comparada a CC+. O cordão assume, entretanto, um formato extremamente
convexo, não adequado para soldagem. Segundo Talkington (1998), a Figura 8.3 resume as
diferenças relativas esperadas entre os perfis dos cordões de solda resultantes da soldagem
MIG/MAG em CC- e CC+.
Efeito da polaridade... - 120
Menor taxa de
fusão
Maior taxa de
fusão
Figura 8.3 – Características da soldagem em CC+ (inversa) e CC- (direta) (Talkington, 1998).
Por outro lado, estudos mostraram que aplicando CC- em condições favoráveis
(sobre aspecto do cordão e estabilidade do processo) foram obtidos transferência metálica
globular e goticular (Souza et al, 2007), valores razoáveis de penetração quando comparados à
soldagem em CC+ (Mota et al, 2005) e excelente acabamento do cordão de solda, tanto na
soldagem com aço carbono (Souza et al, 2007) como na soldagem com alumínio (Magalhães
et al, 2007; Farias et al 2006). Souza et al (2007) só perceberam excesso de respingos quando
utilizaram gás de proteção rico em CO
2
. Então se percebe que são controversos os resultados
de estudos sobre este tema, ou pelo menos são resultados não genéricos.
Portanto, o objetivo deste capítulo é incrementar o conhecimento da transferência
metálica em CC- através de sua avaliação cinemática e dinâmica, aplicando a mesma
metodologia utilizada para soldas em CC+ dos capítulos anteriores. Adicionalmente,
compararam-se os resultados obtidos com resultados em condições similares do Capítulo 5,
obtidos em CC+.
8.1 Planejamento Experimental
Neste capítulo apresenta-se uma breve avaliação exploratória da soldagem
MIG/MAG em polaridade direta. Para viabilizar uma comparação com resultados obtidos no
Capítulo 5, procurou-se utilizar da mesma relação Va/Vs (aproximadamente a mesma energia
de soldagem), bem como duas correntes utilizadas naquele capítulo, estas associadas a dois
modos distintos de transferência metálica (globular e goticular), como pode ser visto no
planejamento experimental apresentado na Tabela 8.1, onde os experimentos em CC- são
caracterizados pelo sinal negativo nos valores de corrente de regulagem (I
REG
). Manteve-se o
Efeito da polaridade... - 121
mesmo eletrodo AWS ER70S-6, com diâmetro 1,2 mm, soldando sobre chapas de aço comum
ao carbono tipo ABNT 1020 (300 x 38 x 12,7 mm), com gás de proteção Ar + 5%O
2
e vazão de
14 l/min. Salienta-se que as soldagens em CC- foram realizadas com corrente constante e
velocidade de alimentação também constante, tal como foram realizadas as soldagens do
Capítulo 5.
A Tabela 8.2 traz os parâmetros de regulagem, bem como os valores monitorados
de tensão média (U
M
) e corrente média (I
M
) através de amostras de 5 s a uma taxa de
aquisição de 10 kHz por canal e resolução de 12 bits. Percebe-se um maior valor de velocidade
de alimentação utilizado nas soldagens com polaridade direta, ajustado para se alcançar os
mesmos patamares de corrente utilizados nas soldagens do Capítulo 5, 200 e 250 A, para
possibilitar uma comparação. Oscilogramas de corrente e tensão são apresentados no Anexo I,
onde, ao contrário do que se espera baseado nos estudos de Lancaster (1984) e Talkington
(1998), olhando para os sinais de tensão (a corrente foi constante) percebe-se soldagens
razoavelmente estáveis, o que também difere do que foi observado por Sousa et al (2007). Tal
como nos experimentos realizados por Sousa et al (2007), foram obtidos valores de tensão de
soldagem maiores em módulo para os testes em CC-. Isto pode ser atribuído à conexão do
arco com o eletrodo (no caso conexão anódica), a qual, segundo Souza et al (2007), escala o
eletrodo em busca de óxido provocando um melhor aproveitamento do calor gerado nesta
conexão anódica para o aquecimento do eletrodo, justificando assim as maiores taxas de fusão
obtidas em CC-. Esta “escalada” do arco no eletrodo também foi observada nas soldagens
deste capítulo e registrada através da filmagem em alta velocidade usando como filtro uma
lente comum de solda classe 10, conforme apresentado na Figura 8.4 e na Figura 8.5.
Tabela 8.1 – Planejamento experimental.
I
REG
(A) DBCP (mm)
200
-200
250
-250
26
Tabela 8.2 – Parâmetros de regulagem para as soldagens e valores monitorados.
Valores de Regulagem Valores Monitorados
I
REG
(A) DBCP (mm) Va (m/min) Vs (cm/min) I
M
(A) U
M
(V)
200 4,8 28,8 201 36,6
-200 8,8 52,0 -199 -30,5
250 6,9 40,8 248 36,3
-250
26
10 59,1 -248 -31,9
Efeito da polaridade... - 122
Figura 8.4 – Observação do arco voltaico em CC-, I = -200 A.
Figura 8.5 – Observação do arco voltaico em CC-, I = -250 A.
8.2 Caracterização geométrica da transferência metálica
A Tabela 8.3 apresenta quadros representativos das filmagens realizadas nas
diferentes correntes e polaridades. Nem todos os filmes estão na mesma ampliação, sendo
diferente a ampliação para cada polaridade utilizada. Os quadros das soldagens em CC+ são
aqueles do Capítulo 5 para DBCP de 26 mm nas correntes dadas.
Tabela 8.3 – Filmagens realizadas.
I
REG
(A)
200 -200 250 -250
A Tabela 8.4 apresenta as características geométricas das transferências
metálicas. O comprimento de arco apresentado aparentemente é menor para as soldagens em
Efeito da polaridade... - 123
CC-, mas isso é devido a um maior comprimento de eletrodo percorrido por corrente que fica
mergulhado no arco, ou que é escalado por ele, como mencionado por Souza et al (2007).
Observa-se ainda um valor maior para os diâmetros das gotas (d), com um menor desvio
padrão, dando a entender que a formação e o destacamento das gotas são mais uniformes na
soldagem em CC-. Observa-se que as freqüências de destacamento foram idênticas, muito
embora a velocidade de alimentação do arame tenha sido maior na soldagem com CC-.
Tabela 8.4 – características geométricas das transferências metálicas.
I
REG
(A) a (mm)
σa (mm)
d (mm)
σd (mm)
f (Hz)
200 14,5 2,1
1,5
0,3 32
-200 12,5 3,3
2,1
0,07 34
250 13,2 1,4
1,0
0,2 210
-250 12,2 2,1
1,2
0,06 210
Tal como nos capítulos anteriores, procede-se uma estimativa da freqüência
esperada de transferência metálica (f
ESP
), que é apresentada na Tabela 8.5, bem como seus
valores mínimos e máximos, baseados no desvio padrão do tamanho das gotas. Adotou-se a
densidade da gota como sendo de 7500 kg/m
3
(Kim & Na, 2001). Como os desvios padrão para
o tamanho das gotas em CC- são bem menores, também são menores as faixas de freqüência
esperada, mas a freqüência medida esteve, como em todos os outros experimentos, entre as
freqüências máxima e mínima.
Tabela 8.5 – Relação entre a freqüência esperada de destacamento e a freqüência real.
I
REG
(A) Va (kg/s) d (mm) Mg (kg) f
ESP
(Hz) Max (Hz) Min (Hz) f (Hz)
200 7,05E-4
1,5
1,3E-5
53 104 31
32
-200 1,29E-3
2,1
3,6E-5
36 39 32
34
250 1,01E-3
1,0
3,9E-6
258 505 150
210
-250 1,47E-3
1,2
6,8E-6
217 253 187
210
8.3 Medição das características cinemáticas das gotas
Seguindo a metodologia apontada no Capítulo 3, foram levantadas as curvas
posição x tempo para as gotas das soldagens em CC- e comparadas com resultados obtidos
no Capítulo 5. Observe que a Figura 8.6 corresponde à Figura 5.6 e a Figura 8.8 corresponde à
Figura 5.9. Nas figuras de número 8.7 e 8.9 vê-se que as trajetórias das gotas são
relativamente menores, dado que o eletrodo fica emerso no arco, mais próximo da poça,
tornando a viagem das gotas mais curtas. Em se tratando do modo de transferência globular,
observa-se uma dispersão bem menor nas trajetórias das gotas levantadas, o que reforça a
Efeito da polaridade... - 124
idéia que as gotas são geradas e se destacam de maneira mais uniforme que na soldagem em
CC+.
0
2
4
6
8
10
12
14
16
0 5 10 15 20 25
t (ms)
x (mm)
Figura 8.6 – Curvas posição x tempo, I = 200 A. (a = 14,5 mm)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
0 5 10 15 20 25
t (ms)
x (mm)
Figura 8.7 – Curvas posição x tempo I = -200 A. (a = 12,5 mm)
Efeito da polaridade... - 125
0
2
4
6
8
10
12
14
16
0 5 10 15 20 25
t (ms)
x (mm)
Figura 8.8 – Curvas posição x tempo, I = 250 A. (a = 13,2 mm)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
0 5 10 15 20 25
t (ms)
x (mm)
Figura 8.9 – Curvas posição x tempo, I = -250 A. (a = 12,2 mm)
8.3.1. Avaliação da velocidade de chegada das gotas à poça de fusão
A Tabela 8.6 apresenta os valores de velocidade de chegada das gotas à poça de
fusão, suas médias e o resultado da ANOVA agrupados pelo valor da corrente de soldagem, ou
seja, pelo tipo de transferência metálica. Observa-se que a polaridade da corrente só afeta
significativamente V
CHE
nas soldagens em transferência globular, tendo sido maior a velocidade
de chegada das gotas na soldagem em CC-, ao contrário do que se poderia intuitivamente
esperar pelo fato de que o balanço estático das forças se tornaria menos favorável à
transferência pela inversão da parcela correspondente ao jato de plasma. Isso pode até ser
Efeito da polaridade... - 126
verdade para os momentos de formação da gota, mas vê-se que durante a trajetória a maior
força gravitacional agindo nas gotas formadas em CC-, associadas a uma maior velocidade
inicial lhes conferiram uma maior velocidade de chegada na poça de fusão, como mostra a
Figura 8.10. Já para a soldagem com transferência goticular a menor inércia das gotas pode
ser a causa da não observação do fenômeno descrito acima.
Tabela 8.6 – Velocidades de chegada: medidas, médias e resultado da ANOVA.
Corrente (A) -200 200 -250 250
0,94 0,56 1,02 1,28
1,02 0,92 1,02 1,40
0,86 1,00 1,44 1,75
1,32 0,98 1,19 1,28
0,86 1,06 1,36 0,76
0,84 0,58 1,36 1,26
1,02 0,70 1,53 1,24
1,20 0,78 1,02 1,56
Medidas
(m/s)
0,94 0,80 1,36 1,56
Média (m/s)
1,00 0,82 1,26 1,34
Nível de
significância
p = 0,04
p = 0,07
CC+ CC-
Polaridade
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
1,1
1,2
1,3
1,4
1,5
1,6
V
CHE
(m/s)
I(A) 200
I(A) 250
Figura 8.10 – Efeito da Corrente e da Polaridade sobre V
CHE
.
Efeito da polaridade... - 127
8.3.2. Avaliação da aceleração das gotas durante a trajetória
A Tabela 8.7 apresenta os valores da aceleração média das gotas durante a
trajetória, suas médias e o resultado da ANOVA agrupado pela corrente, ou seja, pelo tipo de
transferência metálica. Também ao contrário do que se poderia esperar, não houve influencia
da polaridade sobre os valores das acelerações médias obtidos, o que também pode ser
constatado na Figura 8.11. Tal como na soldagem em CC+, há um aumento significativo dos
valores de A
MED
quando se passa de uma soldagem com transferência globular para uma com
transferência goticular.
Tabela 8.7 – Aceleração média: medidas, médias e resultado da ANOVA.
Corrente (A) -200 200 -250 250
26,0
34,0
55,2 115,6
31,2
25,6
76,8 104,6
30,4
32,0
80,0 39,0
33,2
19,2
85,8 50,2
35,8
20,6
55,2 39,2
27,4
34,8
78,6 54,0
33,0
44,0
55,8 140,2
31,0
51,8
51,0 60,6
Medidas
(m/s
2
)
29,4
17,6
58,4 66,6
Média (m/s
2
)
30,8 31,1 66,3 74,4
Nível de
significância
p = 0,64 p = 0,15
CC+ CC-
Polaridade
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
A
MED
(m/s
2
)
I(A) 200
I(A) 250
Figura 8.11 – Efeito da corrente e da polaridade sobre A
MED
.
Efeito da polaridade... - 128
8.4 Caracterização geométrica dos cordões de solda
A Tabela 8.8 apresenta os valores das características geométricas dos cordões de
solda, onde P é a penetração, R é o reforço, L é a largura, A
T
é a área total, A
AM
é a área
adicionada medida, e A
F
a área fundida dos cordões de solda, cujos perfis estão mostrados na
Tabela 8.9. Salienta-se que as macros não estão na mesma ampliação, apenas aquelas que
são de mesma polaridade. Observa-se a formação da penetração profunda e estreita
frequentemente chamada de “finger like” nas soldagens com 250 A, bem como a tendência de
ser mais esbeltos os cordões em CC-, quando comparados à CC+ em cada corrente. Souza et
al (2007) verificaram que a forma da penetração depende não somente da polaridade da
corrente, mas também do tipo de gás de proteção utilizado.
Tabela 8.8 – Medidas das características geométricas dos cordões de solda.
I (A) P (mm) R (mm) L (mm) A
T
(mm
2
)A
AM
(mm
2
)A
F
(mm
2
)
0,96 3,28 13,34 32,37 28,76 3,60
0,49 2,50 7,89 15,95 13,02 2,93
200
0,21 3,17 14,16 30,57 27,42 3,14
0,87 3,96 7,33 24,78 22,61 2,18
1,12 3,62 7,56 22,42 19,46 2,95
-200
0,83 3,64 7,71 24,78 21,77 3,01
1,62 2,84 9,81 26,45 17,65 8,80
1,98 3,36 9,98 33,19 23,39 9,79
250
1,53 3,38 9,90 29,83 21,63 8,20
1,86 3,99 7,08 27,57 22,60 4,97
1,75 3,19 7,57 22,73 17,33 5,41
-250
1,77 3,61 6,92 24,79 19,42 5,37
Tabela 8.9 – Geometrias obtidas dos cordões de solda (imagens em ampliações diferentes).
I (A)
DBCP
200 -200 250 -250
26 mm
A Tabela 8.10 apresenta os níveis de significância p obtidos pela ANOVA. Observa-
se que a polaridade da solda não afeta significativamente a penetração da solda, porém afeta o
reforço e a largura do cordão, bem como sua área fundida. Neste grupo de experimentos a
corrente de soldagem influenciou apenas a penetração das soldas e sua área fundida.
Efeito da polaridade... - 129
Salienta-se que estes resultados foram obtidos a uma relação Va/Vs constante. A Figura 8.12
apresenta o efeito da corrente e polaridade sobre a penetração da solda, onde percebe-se, ao
contrário dos resultados obtidos por Souza et al (2007), que as médias das soldagens em CC-
são maiores que as de CC+, mas essa diferença não foi estatisticamente confirmada. Por outro
lado, observando as Figuras 8.13 e 8.14 encontra-se a variação esperada no perfil dos cordões
de solda quando se passa a soldar com CC-, variação também observada por Souza et al
(2007) e Talkington (1998) e comentada por Lancaster (1984), caracterizada pelo o aumento
do reforço e a redução da largura dos cordões, sendo mais esbeltos os cordões para a
polaridade direta. A área fundida foi afetada pela corrente, como nos outros capítulos, bem
como pela polaridade, especialmente na soldagem com transferência metálica goticular
(250 A), como pode ser visto na Figura 8.15.
Tabela 8.10 – Níveis de significância “p” obtidos pela ANOVA.
Variáveis
Fatores
P R L A
T
A
AM
A
F
I
0,00
0,87 0,29 0,45 0,53
0,00
Polaridade 0,13
0,02 0,01
0,25 0,62
0,00
I x Polaridade 0,30 0,40 0,46 0,68 0,91
0,01
CC- CC+
Polaridade
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
1,8
2,0
2,2
2,4
P(mm)
I(A) 200
I(A) 250
Figura 8.12 – Efeito da corrente e da polaridade sobre P.
Efeito da polaridade... - 130
CC- CC+
Polaridade
2,2
2,4
2,6
2,8
3,0
3,2
3,4
3,6
3,8
4,0
4,2
4,4
R(mm)
I(A) 200
I(A) 250
Figura 8.13 – Efeito da corrente e da polaridade sobre R.
CC- CC+
Polaridade
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
L(mm)
I(A) 200
I(A) 250
Figura 8.14 – Efeito da corrente e da polaridade sobre L.
Efeito da polaridade... - 131
CC- CC+
Polaridade
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
A
F
(mm
2
)
I(A) 200
I(A) 250
Figura 8.15 – Efeito da corrente e da polaridade sobre A
F
.
8.5 Quantidade de Movimento Efetiva das gotas em transferência
A Tabela 8.11 apresenta as características geométricas das gotas em transferência,
bem como a Quantidade de Movimento (Q), a Taxa de Quantidade de Movimento (T) e a
Quantidade de Movimento Efetiva (Qe) das gotas, obtidas pelas equações 3.2, 3.3 e 3.4
respectivamente. Tal como ocorreu nos capítulos anteriores, Q caiu enquanto T e Qe
cresceram com o aumento da corrente na mudança do modo globular para goticular de
transferência metálica em ambas as polaridades. Observa-se que essa tendência é similar
àquelas apresentadas no Capítulo 5 com aço e no Capítulo 6 com alumínio. Também é
observado que o valor das variáveis dinâmicas é maior nas soldagens em CC-, o que é
decorrente principalmente da maior massa apresentada pelas gotas nesta polaridade.
O efeito das variáveis dinâmicas Q, T e Qe é mostrado respectivamente nas figuras
8.16, 8.17 e 8.18. Pode-se observar que apesar de as variáveis dinâmicas terem valores
maiores em CC-, a tendência das curvas é a mesma, então as variáveis dinâmicas possuem
comportamento idêntico nas duas polaridades quando se muda o modo de transferência de
globular para goticular.
Efeito da polaridade... - 132
Tabela 8.11 – Características da transferência metálica e características dinâmicas das gotas.
I
REG
(A) a (mm) d (mm) f (Hz) V
CHE
(m/s)
Q x 10
-4
(kg.m/s)
T x 10
-4
(N) Qe (kg/s)
200 14,5
1,5
32
0,82
0,11 3,48 0,07
-200 12,5
2,1
34
1,00
0,36 12,36 0,13
250 13,2
1,0
210 1,34
0,05 11,07 0,16
-250 12,2
1,2
210
1,26
0,09 17,89 0,21
0,00
0,20
0,40
0,60
0,80
1,00
1,20
1,40
1,60
1,80
2,00
0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40
Q x 10
4
(kg.m/s)
P (mm)
CC-
CC+
Q x 10
-4
(kg.m/s)
0,00
0,20
0,40
0,60
0,80
1,00
1,20
1,40
1,60
1,80
2,00
0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40
Q x 10
4
(kg.m/s)
P (mm)
CC-
CC+
Q x 10
-4
(kg.m/s)
Figura 8.16 – Efeito da polaridade e Q sobre a penetração da solda.
0,00
0,20
0,40
0,60
0,80
1,00
1,20
1,40
1,60
1,80
2,00
0,00 5,00 10,00 15,00 20,00
T x 10
4
(N)
P (mm)
CC-
CC+
T x 10
-4
(kg.m/s)
0,00
0,20
0,40
0,60
0,80
1,00
1,20
1,40
1,60
1,80
2,00
0,00 5,00 10,00 15,00 20,00
T x 10
4
(N)
P (mm)
CC-
CC+
T x 10
-4
(kg.m/s)
Figura 8.17 – Efeito da polaridade e T sobre a penetração da solda.
Efeito da polaridade... - 133
0,00
0,20
0,40
0,60
0,80
1,00
1,20
1,40
1,60
1,80
2,00
0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25
Qe (kg/s)
P (mm)
CC-
CC+
Figura 8.18 – Efeito da polaridade e Qe sobre a penetração da solda.
8.6 Conclusões parciais
Tendo em vista as condições empregadas (soldagem com eletrodo de aço em CC+
e CC-, posição plana, fonte em corrente constante, etc.) conclui-se que:
8.6.1. Relacionando os fatores de entrada (corrente e polaridade) com as
características cinemáticas:
• A corrente de soldagem influencia a velocidade de chegada da gota à poça de
fusão: quanto maior, maior a velocidade de chegada.
• A polaridade influencia a velocidade de chegada das gotas à poça somente no
modo globular de transferência metálica;
8.6.2. Relacionando os fatores de entrada (corrente e polaridade) com as
características dinâmicas:
• O aumento da corrente provoca aumento da quantidade de movimento efetiva
impingida pelas gotas na poça de fusão em CC+ e CC-.
• A mudança de polaridade aumentou os valores das características dinâmicas nas
duas correntes utilizadas.
Efeito da polaridade... - 134
8.6.3. Relacionando os fatores de entrada (corrente e polaridade) com a
geometria da solda:
• A corrente de soldagem aumenta a penetração do cordão de solda e a sua área
fundida, mesmo mantendo-se a mesma área adicionada (aproximadamente mesmo
calor imposto) em CC+ e CC-;
• A mudança de CC- para CC+ diminui o reforço e aumenta a largura do cordão de
solda, mesmo mantendo-se aproximadamente o mesmo calor imposto.
8.6.4. Relacionando as características dinâmicas com a geometria da
solda:
• A quantidade de movimento efetiva das gotas aumenta a penetração na mudança
de modo de transferência metálica de globular para goticular em CC+ e CC-.
Considerações Finais - 135
Capítulo 9
9. Considerações Finais
A Tabela 9.1 apresenta os efeitos gerais observados da corrente, do comprimento
do arco, da composição do gás de proteção e da polaridade da corrente sobre as
características cinemáticas da transferência metálica.
Tabela 9.1 – Efeito dos parâmetros de entrada sobre as características cinemáticas.
Efeitos Observados
Entradas
Arame de aço;
Gás Ar+O
2
; CC+
(Capítulo 5)
Arame de Alumínio;
Gás Ar; CC+
(Capítulo 6)
Gás Ar+O
2
versus
Ar+O
2
+ He
Arame de aço; CC+
(Capítulo 7)
CC+ versus CC-
Arame de aço;
Gás Ar+O
2
(Capítulo 8)
Efeito conjunto da
corrente de
soldagem e do
comprimento do
arco de soldagem
sobre “V
CHE
”
Quanto maiores, maior
a velocidade de
chegada.
Quanto maiores, maior a
velocidade de chegada.
Não avaliado. Não avaliado.
O efeito da
corrente de
soldagem sobre
“V
CHE
”
É mais pronunciado
quando se passa de
uma corrente com
transferência globular
para uma corrente com
transferência goticular.
É mais pronunciado
quando se passa de um
corrente com
transferência globular
para uma corrente com
transferência goticular.
Não avaliado.
Quanto maior,
maior a velocidade
de chegada nas
duas polaridades,
em globular e
goticular;
O efeito do
comprimento do
arco sobre “V
CHE
”
É pronunciado
independentemente do
tipo de transferência.
É pronunciado
independentemente do
tipo de transferência.
É pronunciado
independente do
tipo de gás
Não avaliado.
Efeito da corrente
sobre “A
MED
”
A corrente só afeta a
aceleração média das
gotas em comprimentos
de arco curto e médio.
A corrente de soldagem
influencia a aceleração
média das gotas durante
a transferência: quanto
maiores, maior a
aceleração.
Não avaliado.
Não influenciou
A
MED
(usou-se
apenas arco longo)
Efeito do
comprimento do
arco sobre “A
MED
”
O comprimento do arco
só afeta a aceleração
média das gotas ao
maior nível de corrente.
O comprimento do arco
só influencia a
aceleração média das
gotas durante a
transferência no modo
globular: quanto maiores,
maior a aceleração.
Não avaliado. Não avaliado.
Efeito do gás
sobre “V
CHE
”
Não avaliado. Não avaliado.
Não influencia as
características
cinemáticas
Não avaliado.
Efeito da
polaridade
Não avaliado. Não avaliado. Não avaliado.
Só influencia em
transferência
globular
Observando a Tabela 9.1 pode-se constatar a grande semelhança entre os
resultados obtidos nas soldagens com aço e alumínio, para o efeito da corrente de soldagem e
o comprimento do arco nas características cinemáticas. Estes efeitos se repetiram em
Considerações Finais - 136
polaridade direta, quando comparados às soldagens com aço (Capítulo 5), tal como o aumento
da velocidade de chegada das gotas com o aumento da corrente e o fato de a aceleração das
gotas não ter sido influenciada pela corrente de soldagem em arcos mais longos. Assim, vê-se
que o comportamento das características cinemáticas é independente do material, do gás de
proteção e da polaridade de corrente utilizados.
A Tabela 9.2 apresenta os efeitos da corrente de soldagem, do comprimento do
arco, da composição do gás de proteção e da polaridade da corrente sobre as características
dinâmicas da transferência metálica. Neste caso, o efeito da corrente é similar nas condições
em que foi avaliado (Capítulos 5, 6 e 8), onde há um aumento da quantidade de movimento
efetiva das gotas com a mudança no modo de transferência, inclusive na soldagem com
polaridade direta. Contudo o efeito do comprimento do arco sobre as características dinâmicas
da transferência metálica na soldagem com aço é menor que na soldagem com alumínio (dado
que só foi possível percebê-lo com a mudança do modo de transferência) mas mantém a
tendência de aumento nas soldagens com várias composições de gases de proteção. A
variação na composição do gás de proteção, por sua vez, não apresentou efeito claro sobre as
características dinâmicas das gotas. Vê-se também que a mudança na polaridade da corrente
fez aumentar os valores desta variável dinâmica. Assim, conclui-se que as características
dinâmicas são influenciadas pelas entradas com mais clareza na soldagem com alumínio, bem
como quando se tenta variar a polaridade da corrente.
Tabela 9.2 – Efeito dos parâmetros de entrada sobre Qe.
Efeitos Observados
Entradas
Arame de aço;
Gás Ar+O
2
; CC+
(Capítulo 5)
Arame de Alumínio;
Gás Ar; CC+
(Capítulo 6)
Gás Ar+O
2
versus
Ar+O
2
+ He
Arame de aço; CC+
(Capítulo 7)
CC+ versus CC-
Arame de aço;
Gás Ar+O
2
(Capítulo 8)
O aumento
da corrente
de soldagem
Aumenta a quantidade
de movimento efetiva das
gotas apenas quando
associada à mudança do
modo de transferência de
globular para goticular.
Aumenta a quantidade
de movimento efetiva
das gotas apenas
quando associada à
mudança do modo de
transferência de
globular para goticular.
Não avaliado.
Aumenta a
quantidade de
movimento
efetiva das gotas
em todos os
casos.
O aumento
do
comprimento
do arco
Aumenta a quantidade
de movimento efetiva
somente no modo
globular de transferência
metálica.
Aumenta a quantidade
de movimento efetiva
das gotas
independentemente do
modo de transferência.
Aumenta a
quantidade de
movimento efetiva
independente do
gás de proteção.
Não avaliado.
Composição
do gás de
proteção
Não avaliado. Não avaliado.
Não possui relação
clara com as
características
dinâmicas.
Não avaliado.
A polaridade
da corrente
Não avaliado. Não avaliado. Não avaliado.
Aumenta a
quantidade de
movimento
efetiva das gotas
quando se muda
de CC- para CC+
Considerações Finais - 137
A Tabela 9.3 apresenta os principais efeitos observados das entradas (corrente,
comprimento do arco, composição do gás e polaridade) sobre a geometria dos cordões de
solda, onde se pode observar que a corrente afeta de modo similar soldagens em aço carbono,
em alumínio e em polaridade direta, aumentando os valores de penetração e área fundida.
Evidenciou-se que o efeito da corrente de soldagem é muito marcante em todas as condições
em que foi avaliado, como seria intuitivamente esperado, especialmente quando se passou do
modo de transferência globular para o goticular de transferência metálica, significando que há
um efeito paralelo do modo de transferência metálica se somando ao efeito dos parâmetros.
Este fato ocorreu para as características cinemáticas e dinâmicas da transferência metálica,
bem como para a geometria do cordão de solda. Mesmo se mantendo aproximadamente o
mesmo calor imposto, ou seja, a mesma relação Va/Vs, o aumento na corrente esteve sempre
associado a aumentos, por exemplo, na penetração dos cordões de solda e na sua área
fundida, tanto na soldagem com aço como na soldagem com alumínio e ainda nas soldagens
com diferentes polaridades. O comprimento do arco, por sua vez, possui um efeito que pode
ser considerado controverso: ao passo em que seu aumento faz elevarem-se os valores da
velocidade de chegada à poça de fusão e da quantidade de movimento efetiva das gotas em
transferência, provoca uma queda nos valores de penetração e área fundida tanto na soldagem
com aço, como na soldagem com alumínio e sob a ação de diversos gases de proteção
aplicados. Foi evidenciado então que a redução na concentração do arco provocada pelo seu
crescimento foi mais crítica que os aumentos nas características cinemáticas e dinâmicas na
composição de seu efeito sobre a penetração e área fundida em todas as situações avaliadas.
Sobre o efeito do gás de proteção na geometria da solda, também apontado na
Tabela 9.3, pode-se dizer que não teve tanta influência quanto se pensou ao início do trabalho.
Não influenciou claramente as características cinemáticas nem dinâmicas, o que poderia levar
inclusive a dúvidas sobre o mecanismo misturador de gases, mostrado no Anexo 2. Contudo,
reduziu o efeito “finger-like” como intuitivamente se esperava, e tornou mais tênues os cordões
de solda, reduzindo seu reforço e aumentando sua largura, o que confirma que se conseguiu
realmente misturar hélio ao gás de proteção, e que a resposta obtida é válida para as
composições avaliadas. Destaca-se também o efeito da utilização de gás hélio sobre a área
fundida dos cordões de solda, dado que a mesma aumenta com o aumento do teor de hélio no
gás de proteção, muito embora apenas em soldagens com arcos curtos.
A Tabela 9.4 apresenta os efeitos da quantidade de movimento efetiva das gotas
em transferência sobre a geometria das soldas. Observa-se que foi muito similar na soldagem
com aço, alumínio e em polaridade direta, mas que não apresentou tendência clara de efeito
sobre a penetração das soldas nas soldagens com diferentes gases de proteção. Desse modo,
dentre as entradas avaliadas, apenas a mudança na composição do gás não apresentou
Considerações Finais - 138
tendência clara do efeito da quantidade de movimento efetiva das gotas em transferência sobre
a penetração dos cordões de solda.
Tabela 9.3 – Efeito dos parâmetros de entrada sobre a geometria das soldas.
Efeitos Observados
Entradas
Arame de aço;
Gás Ar+O
2
; CC+
(Capítulo 5)
Arame de Alumínio;
Gás Ar; CC+
(Capítulo 6)
Gás Ar+O
2
versus
Ar+O
2
+ He
Arame de aço; CC+
(Capítulo 7)
CC+ versus CC-
Arame de aço;
Gás Ar+O
2
(Capítulo 8)
O aumento
da corrente
de soldagem
Aumenta a penetração do
cordão de solda e a sua
área fundida, bem como
modifica a convexidade do
cordão de solda, mesmo
procurando-se manter a
mesma área adicionada
esperada.
Aumenta a penetração
do cordão de solda e a
sua área fundida, bem
como modifica a
convexidade do cordão
de solda, mesmo
mantendo-se a mesma
área adicionada;
Não avaliado.
Aumenta a
penetração do
cordão de solda e
a sua área fundida,
mesmo mantendo-
se a mesma área
adicionada em
CC+ e CC-;
O aumento
do
comprimento
do arco:
Diminui a penetração do
cordão de solda e sua
área fundida, mesmo
mantendo-se a mesma
área adicionada esperada.
Diminui o reforço e
aumenta a largura do
cordão de solda e sua
área fundida, mesmo
mantendo-se a mesma
área adicionada.
Diminui a penetração e
a área fundida em todas
as composições de gás
de proteção utilizadas
Não avaliado.
Composição
do gás de
proteção
Não avaliado. Não avaliado.
Reduz a formação do
“finger like”; Não afeta a
penetração das soldas;
Reduz o reforço e
aumenta a largura dos
cordões de solda;
Aumenta a área fundida
do cordão de solda, mas
apenas em soldagens
com arco curto;
Não avaliado.
A polaridade
da corrente
Não avaliado. Não avaliado. Não avaliado.
A mudança de CC-
para CC+ diminui
o reforço e
aumenta a largura,
mesmo mantendo
aproximadamente
o mesmo calor
imposto.
Tabela 9.4 – Efeito da característica dinâmica sobre a penetração das soldas.
Efeitos Observados
Entradas
Arame de aço;
Gás Ar+O
2
; CC+
(Capítulo 5)
Arame de Alumínio;
Gás Ar; CC+
(Capítulo 6)
Gás Ar+O
2
versus Ar+O
2
+
He
Arame de aço;
CC+
(Capítulo 7)
CC+ versus CC-
Arame de aço; Gás
Ar+O
2
(Capítulo 8)
O aumento
de Qe
Aumenta a penetração das
soldas quando se muda o
modo de transferência;
Q
E
afeta a penetração das
soldas de forma menos
marcante que a corrente e o
comprimento do arco de
soldagem.
Aumenta a penetração da
solda, sobretudo na
mudança de modo de
transferência;
Q
E
afeta a penetração dos
cordões de solda de forma
menos marcante que a
corrente e o comprimento
do arco
Não apresenta
relação clara com
a penetração dos
cordões de solda
Aumenta a
penetração da solda
em CC+ e CC-.
Conclusões - 139
Capítulo 10
10. Conclusões
Tendo em vista os objetivos do trabalho, os materiais, consumíveis e condições
aplicadas conclui-se:
10.1 Relacionando-se os parâmetros de entrada (corrente, comprimento do arco,
material do eletrodo, composição do gás de proteção e polaridade) com as
características cinemáticas:
• As características cinemáticas são influenciadas pelos parâmetros de entrada,
exceto pela composição do gás de proteção: aumentam com a corrente, com o
comprimento do arco e com a mudança de CC- para CC+ (neste ultimo caso
apenas em transferência globular);
• O comportamento das características cinemáticas da gota é semelhante na
soldagem com aço e alumínio, bem como nas polaridades direta e inversa.
10.2 Relacionando-se os parâmetros de entrada (corrente, comprimento do arco,
material do eletrodo, composição do gás de proteção e polaridade) com as
características dinâmicas:
• A quantidade de movimento efetiva é influenciada claramente quando se passa do
modo globular para o goticular de transferência metálica, aumentando
independentemente do material e da polaridade utilizados;
• A adição de hélio no gás de proteção não exerce influência clara sobre os valores
das características dinâmicas das gotas em transferência;
• O comportamento das características dinâmicas é semelhante nas soldagens com
aço e alumínio, bem como nas polaridades direta e inversa.
10.3 Relacionando-se os parâmetros de entrada (corrente, comprimento do arco,
material do eletrodo, composição do gás de proteção e polaridade) com a
geometria da solda:
Conclusões - 140
• O aumento da corrente de soldagem:
• Aumenta a penetração da solda e a área fundida, mesmo sendo mantido
aproximadamente o mesmo calor imposto em todas as condições
empregadas;
• O aumento no comprimento do arco:
• Diminui a penetração da solda e a área fundida; bem como diminui o reforço
e aumenta a largura dos cordões de solda em todas as condições
empregadas;
• A adição de hélio no gás de proteção:
• Reduz significativamente o reforço dos cordões de solda;
• Reduz sensivelmente a ocorrência do efeito “finger like” na penetração dos
cordões de solda;
• Não afeta o valor da penetração dos cordões de solda;
• Aumenta a área fundida dos cordões nas soldagens com arcos curtos.
• A mudança de CC- para CC+:
• Diminui o reforço e aumenta a largura do cordão de solda, mesmo
mantendo-se aproximadamente o mesmo calor imposto.
10.4 Relacionando-se as características dinâmicas e a geometria dos cordões de
solda:
• A quantidade de movimento ou a taxa de quantidade de movimento por si só não
apresentam relação com a penetração. A quantidade de movimento efetiva das
gotas representa melhor o fenômeno, sendo, portanto, um dos componentes que
governam a formação do cordão de solda;
• A quantidade de movimento efetiva das gotas não pode ser diretamente
relacionada nem com a massa nem com a freqüência de destacamento das gotas,
mas a combinação destes parâmetros com o comprimento do arco, corrente e
velocidade de soldagem torna possível aumentar a quantidade de movimento
efetiva sem necessariamente ter-se uma corrente mais alta. A importância da
medição de todos os parâmetros componentes desta quantidade de movimento
efetiva é ressaltada pela revelação do efeito mecânico das gotas impingindo na
poça de fusão;
Conclusões - 141
• A quantidade de movimento efetiva das gotas que impingem na poça aumenta a
penetração dos cordões de solda, embora com efeito menos marcante que a
corrente e o comprimento arco para todos os materiais e polaridades;
• Utilizando-se os mesmos parâmetros de soldagem e várias composições de gases
de proteção, mesmo obtendo-se valores diferentes das características dinâmicas
para as diversas adições de hélio ao gás de proteção, isso não levou a alterações
significativas na penetração dos cordões.
Propostas para trabalhos futuros - 142
Capítulo 11
11. Propostas para trabalhos futuros
• Avaliar as características cinemáticas e dinâmicas da transferência metálica em
MIG/MAG pulsado e MIG/MAG com pulsação térmica, e sua contribuição para a
formação do cordão de solda nestes processos, especialmente comparando-se
soldagens com parâmetros de regulagem diferentes, mas de igual corrente média
e/ou eficaz, o que poderia separar com resolução maior o efeito da corrente do
efeito das características da transferência metálica;
• Avaliar as características cinemáticas e dinâmicas da transferência metálica em
MIG/MAG com polaridade variável, ou MIG-CA, em diversas posições de soldagem
e tipos de juntas, visando aperfeiçoar a soldagem de chapas finas;
• Avaliar o efeito do gás de proteção nas características cinemáticas e dinâmicas da
transferência metálica em condições de soldagem diferentes da apresentada, como
por exemplo, em soldagens em fundo de chanfro e utilizando alumínio como
material;
• Avaliar as características cinemáticas filmando-se simultaneamente o perfil
transversal (posicionando-se a câmera de frente para a direção de soldagem) e o
longitudinal (como neste trabalho) da transferência metálica, o que permitiria ter
uma noção tridimensional do movimento das gotas, bem como a análise das
características dinâmicas na forma vetorial.
Referencias Bibliográficas - 143
Capítulo 12
12. Referências Bibliográficas
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Anexos – 150
Anexos
Anexos – 151
13. Anexo I – Oscilogramas: Comportamento dinâmico da fonte de soldagem
13.1 Soldagens realizadas na Avaliação Cinemática da Transferência Metálica com
aço-carbono
0
50
100
150
200
250
300
0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50
t (s)
Corrente (A)
0
25
50
75
100
125
150
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.1 – Comportamento dinâmico do experimento A (I
REG
= 200 A; DBCP = 18 mm)
0
50
100
150
200
250
300
0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50
t (s)
Corrente (A)
0
25
50
75
100
125
150
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.2 – Comportamento dinâmico do experimento B (I
REG
= 200 A; DBCP = 22 mm)
Anexos – 152
0
50
100
150
200
250
300
0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50
t (s)
Corrente (A)
0
25
50
75
100
125
150
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.3 – Comportamento dinâmico do experimento C (I
REG
= 200 A; DBCP = 26 mm)
0
50
100
150
200
250
300
0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50
t (s)
Corrente (A)
0
25
50
75
100
125
150
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.4 – Comportamento dinâmico do experimento D (I
REG
= 250 A; DBCP = 18 mm)
Anexos – 153
0
50
100
150
200
250
300
0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50
t (s)
Corrente (A)
0
25
50
75
100
125
150
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.5 – Comportamento dinâmico do experimento E (I
REG
= 250 A; DBCP = 22 mm)
0
50
100
150
200
250
300
0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50
t (s)
Corrente (A)
0
25
50
75
100
125
150
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.6 – Comportamento dinâmico do experimento F (I
REG
= 250 A; DBCP = 26 mm)
Anexos – 154
0
50
100
150
200
250
300
0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50
t (s)
Corrente (A)
0
25
50
75
100
125
150
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.7 – Comportamento dinâmico do experimento G (I
REG
= 300 A; DBCP = 18 mm)
0
50
100
150
200
250
300
0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50
t (s)
Corrente (A)
0
25
50
75
100
125
150
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.8 – Comportamento dinâmico do experimento H (I
REG
= 300 A; DBCP = 22 mm)
Anexos – 155
0
50
100
150
200
250
300
0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50
t (s)
Corrente (A)
0
25
50
75
100
125
150
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.9 – Comportamento dinâmico do experimento I (I
REG
= 300 A; DBCP = 26 mm).
13.2 Soldagens realizadas na avaliação cinemática e dinâmica da transferência
metálica com eletrodo de alumínio
0
50
100
150
200
250
0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
t (s)
Corrente (A)
0
30
60
90
120
150
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.10 – Comportamento dinâmico da soldagem com I
REG
= 130 A e DBCP = 18 mm.
Anexos – 156
0
50
100
150
200
250
0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
t (s)
Corrente (A)
0
30
60
90
120
150
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.11 – Comportamento dinâmico da soldagem com I
REG
= 180 A e DBCP = 18 mm.
0
50
100
150
200
250
0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
t (s)
Corrente (A)
0
30
60
90
120
150
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.12 – Comportamento dinâmico da soldagem com I
REG
= 230 A e DBCP = 18 mm.
Anexos – 157
0
50
100
150
200
250
0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
t (s)
Corrente (A)
0
30
60
90
120
150
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.13 – Comportamento dinâmico da soldagem com I
REG
= 130 A e DBCP = 22 mm.
0
50
100
150
200
250
0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
t (s)
Corrente (A)
0
30
60
90
120
150
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.14 – Comportamento dinâmico da soldagem com I
REG
= 180 A e DBCP = 22 mm.
Anexos – 158
0
50
100
150
200
250
0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
t (s)
Corrente (A)
0
30
60
90
120
150
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.15 – Comportamento dinâmico da soldagem com I
REG
= 230 A e DBCP = 22 mm.
13.3 Soldagens realizadas na avaliação do efeito do gás de proteção nas
características cinemáticas e dinâmicas da transferência metálica com eletrodo
de aço carbono
0
50
100
150
200
250
300
0,00,10,20,30,40,5
t (s)
Corrente (A)
0
25
50
75
100
125
150
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.16 – Comportamento dinâmico para DBCP = 18 mm e gás Ar + 5%O
2
.
Anexos – 159
0
50
100
150
200
250
300
0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
t (s)
Corrente (A)
0
25
50
75
100
125
150
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.17 – Comportamento dinâmico para DBCP = 18 mm e gás Ar + 5%O
2
+ 5% He.
0
50
100
150
200
250
300
0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
t (s)
Corrente (A)
0
25
50
75
100
125
150
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.18 – Comportamento dinâmico para DBCP = 18 mm e gás Ar + 5%O
2
+ 10% He.
Anexos – 160
0
50
100
150
200
250
300
0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
t (s)
Corrente (A)
0
25
50
75
100
125
150
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.19 – Comportamento dinâmico para DBCP = 18 mm e gás Ar + 5%O
2
+ 15% He.
0
50
100
150
200
250
300
0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
t (s)
Corrente (A)
0
25
50
75
100
125
150
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.20 – Comportamento dinâmico para DBCP = 18 mm e gás Ar + 5%O
2
+ 20% He.
Anexos – 161
0
50
100
150
200
250
300
0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
t (s)
Corrente (A)
0
25
50
75
100
125
150
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.21 – Comportamento dinâmico para DBCP = 18 mm e gás Ar + 5%O
2
+ 25% He.
0
50
100
150
200
250
300
0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
t (s)
Corrente (A)
0
25
50
75
100
125
150
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.22 – Comportamento dinâmico para DBCP = 26 mm e gás Ar + 5%O
2
.
Anexos – 162
0
50
100
150
200
250
300
0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
t (s)
Corrente (A)
0
25
50
75
100
125
150
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.23 – Comportamento dinâmico para DBCP = 26 mm e gás Ar + 5%O
2
+ 5% He.
0
50
100
150
200
250
300
0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
t (s)
Corrente (A)
0
25
50
75
100
125
150
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.24 – Comportamento dinâmico para DBCP = 26 mm e gás Ar + 5%O
2
+ 10% He.
Anexos – 163
0
50
100
150
200
250
300
0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
t (s)
Corrente (A)
0
25
50
75
100
125
150
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.25 – Comportamento dinâmico para DBCP = 26 mm e gás Ar + 5%O
2
+ 15% He.
0
50
100
150
200
250
300
0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
t (s)
Corrente (A)
0
25
50
75
100
125
150
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.26 – Comportamento dinâmico para DBCP = 26 mm e gás Ar + 5%O
2
+ 20% He.
Anexos – 164
0
50
100
150
200
250
300
0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
t (s)
Corrente (A)
0
25
50
75
100
125
150
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.27 – Comportamento dinâmico para DBCP = 26 mm e gás Ar + 5%O
2
+ 25% He.
13.4 Soldagens em polaridade direta
-320
-270
-220
-170
-120
-70
-20
0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
t (s)
Corrente (A)
-160
-135
-110
-85
-60
-35
-10
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.28 – Comportamento dinâmico da soldagem com I
REG
= -200 A e DBCP = 26 mm.
Anexos – 165
-320
-270
-220
-170
-120
-70
-20
0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
t (s)
Corrente (A)
-160
-135
-110
-85
-60
-35
-10
Tensão (V)
Corrente
Tensão
Figura 13.29 – Comportamento dinâmico da soldagem com I
REG
= -250 A e DBCP = 26 mm.
Anexos – 166
14. Anexo II: Relatório Interno LAPROSOLDA/UFU/009/2005
UNIVERSIDADE FEDERAL DE UBERLÂNDIA
FACULDADE DE ENGENHARIA MECÂNICA
Utilização do Analisador de Misturas Binárias de Gases
Industriais para Aferição do Misturador de Gases do
Laprosolda
Autores: Carlos Eduardo Aguiar Lima Rodrigues
Clayton Orivan Morais
Américo Scotti
Maio de 2005
Relatório Interno LAPROSOLDA/UFU 09/2005
Laboratório para o Desenvolvimento de
Processos de Soldagem - LAPROSOLDA/UFU
LAPROSOLDA/UFU
2
1 OBJETIVO
O objetivo deste trabalho foi avaliar o desempenho do misturador de gases do Laprosolda
através da medição do teor dos gases de diversas misturas por um Analisador de Gases
Industriais.
2 O ANALISADOR DE GASES
2.1 C
ARACTERIZAÇÃO
O Analisador de misturas (Figura 1) utilizado neste trabalho é um analisador de gases
para misturas binárias, de fabricação da Thermco, modelo 9600, que apresenta as seguintes
caracteristicas, de acordo com seu manual de operação:
Figura 1 - Painel frontal do Analisador Thermco 6900
• O analisador pode ser usado tanto para análise pontuais (“spot checking”) quanto
para análises de fluxo contínuos. No caso de fluxo contínuo, alguns desvios
poderão ocorrer e será necessária uma “rezeragem” periódica;
• O funcionamento do Analisador de Misturas baseia-se no aquecimento de um
arame suspenso na extremidade da tubulação da mistura a ser avaliada. Devido
3
às diferenças entre as condutividades térmicas entre este gás e o gás de
referência, a temperatura do arame varia com a sua composição. Assim, o gás
de referência sempre deve ser componente da mistura a ser avaliada;
• Os gases de referência pré-calibrados são o argônio e o nitrogênio e as faixas de
medição do aparelho são para proporções de CO
2
, O
2
, He e H
2
em mistura com
os gases de referência e de N
2
no Ar;
• A resolução do aparelho é de 0,1% e o tempo de resposta é 45 s para alcançar
95% da resposta para misturas típicas de gases (no manual não é mencionada a
precisão);
• A pureza do gás de referência deverá ser de no mínimo 99,9% para garantir
precisão nas medidas;
• Este analisador NÃO é apto a medir proporções de oxigênio em nitrogênio para
fins de ar para respiração humana ou animal.
2.2 UTILIZAÇÃO DO ANALISADOR DE GASES (PREPARAÇÃO E ZERAGEM)
A Figura 2 ilustra a face de trás do equipamento por onde são ligados os gases de
referência e de medição. Também ilustra as válvulas de controle de vazão adaptadas no
aparelho para se fazer as medidas.
Figura 2 – Analisador de Gases. A) Entradas na parte de trás do aparelho; B) Conectores.
Antes de se ligar o equipamento, deve-se conectar na entrada “reference zero” (Figura
2) o gás de referência e abrir o cilindro, a uma pressão de 0,07 a 7 Kg/cm². Na montagem atual,
A
B
4
usa-se a mangueira branca com uma válvula de agulha para regular a vazão do gás (regulagem
grosseira, já que a regulagem propriamente dita será explicada adiante). Esta válvula deve ficar
inicialmente pouco aberta. Esta mangueira é ligada à válvula reguladora de pressão do cilindro
por um conector de engate rápido.
Na outra entrada, “sample” (Figura 2), deve-se conectar, por um conector de engate
rápido, a mistura a ser avaliada vinda do cilindro ou do Misturador de Gases. Na montagem
atual, usa-se a mangueira marrom com uma válvula de agulha para regular a vazão do gás
(regulagem grosseira - deve também ficar inicialmente pouco aberta) e um T, com a saída
bloqueada por uma válvula de gaveta (alavanca vermelha). A utilização desta válvula (alavanca
vermelha) será também mencionada adiante.
Estando os gases conectados e habilitados, liga-se o aparelho e seleciona-se a mistura
a ser medida (escala), apertando-se os botões P, ↑ e ↓ indicados no display do aparelho
(Figura 1). Ao apertar o botão P, o painel se torna auto-explicativo. A chave “sample/zero” no
painel frontal do aparelho deve, então, ser virada para o lado ZERO, conforme a Figura 3, para
que se possa proceder à “zeragem” do Analisador.
Figura 3 – Chave “sample/zero” virada para zero.
Em seguida, os rotâmetros no painel frontal do aparelho devem ser regulados para
aproximadamente as vazões cujos valores são indicados ao lado de cada um, como na Figura
4. Neste momento pode-se atuar melhor sobre a regulagem grosseira. Se não se conseguir
inicialmente a vazão desejada, abre-se mais um pouco a respectiva válvula. Na regulagem
grosseira, a vazão deve ficar pouco maior do que a vazão requerida, para diminuir flutuações,
mas isto só é possível acertar de forma iterativa com a própria válvula de regulagem/rotâmetro
5
do analisador, ou seja, regula-se a vazão no analisador e depois vai-se fechando a válvula de
agulha da mangueira de entrada até sentir que se está próxima do valor da vazão desejada,
sempre reajustando uma e outra válvula. Assim, deve-se deixar o aparelho ligado por 10 min,
com as vazões nos rotâmetros reguladas. Deve-se deixar claro que só o gás de referência
estará circulando no aparelho nesse período (tanto no rotâmetro do gás de referência como no
rotâmetro do gás amostral).
Terminado este tempo, o display do aparelho apresentará uma leitura que deverá ser
0.0, mas não necessariamente o será, como ilustra a Figura 5A. Caso não seja 0.0 a leitura do
aparelho, o operador deverá “zerar” o aparelho ajustando essa leitura através da rotação do
botão “Zero” (não confundir com a chave “sample/zero” da Figura 3), localizado no painel
frontal abaixo do rotâmetro da direita (Figura 1), até que a leitura seja zero, como na Figura 5B.
Então, pode-se proceder à análise de uma mistura, conforme será descrito adiante.
Figura 4 – Ilustração dos Rotâmetros e respectivos ajustes: A) Lado esquerdo do aparelho,
vazão regulada em 0.9 SCFH; B) Lado direito, vazão regulada em 0.4 SFH. A não exatidão do
ajuste se deve à grande sensibilidade destes rotâmetros.
A
B
6
Figura 5 – Leitura do aparelho depois de 10 min com os rotâmetros regulados e a chave
“Sample/Zero” virada para Zero: A) Antes da regulagem pelo botão “Zero”; B) Depois da
zeragem. O dígito 3 indica a escala de operação do aparelho, no caso He-Ar.
2.3 AFERIÇÃO DE MISTURAS EM CILINDROS
Com o intuito de verificar se as medidas do Analisador de Gases corresponderiam
àquelas declaradas por fabricantes de gases, realizou-se algumas medidas em cilindros com
misturas comerciais e também em cilindros com gases comercialmente puros.
Para realizar-se este procedimento, o cilindro do gás amostral deverá estar
adequadamente conectado e aberto e a válvula de esfera com alavanca vermelha (Figura 3B)
deve estar fechada. O gás de referência deve permanecer conectado e fluindo, como na
zeragem. Escolhe-se o gás de trabalho para o analisador (escala), de acordo com a mistura a
ser analisada, apertando os botões do display (ver item 2.2). Note que o operador deverá
sempre saber de que é composta a mistura a ser analisada, sob pena de fazer uma leitura
inconsistente.
Vira-se, então, a chave “Sample/Zero” para a posição “sample” e regula-se o rotâmetro à
esquerda, para o valor recomendado de 1.0 SCFH, e o rotâmetro à direita, para o valor
recomendado de 0.5 SCFH. O tempo que o aparelho leva para estabilizar a leitura em 95% é 45
s. Entretanto, a experiência mostrou que para completa estabilização dos resultados, é preciso
deixar 10 minutos estabilizando, dependendo do gás (isto chega a representar 3 décimos na
medida). Passado este tempo, faz-se a leitura do percentual do gás misturado ao gás de
referência, de acordo com a escala escolhida.
A Tabela 1 mostra algumas medidas realizadas em cilindros comerciais existentes no
Laprosolda/ UFU. Nos cilindros de misturas, o principal gás é o argônio, logo, Argônio foi
utilizado como gás de referência. As repetições foram em dias diferentes, depois de desligado e
re-aferido o analisador.
A
B
7
Tabela 1 – Medidas realizadas para aferição do analisador em misturas de gases comerciais.
Garrafa
Composição
esperada (%)
Escala Medida 1 Medida 2
Erro abs.
Máximo
Erro relativo
máximo (%)
F24 2% O
2
Ar/O
2
2,2% O
2
2,4% O
2
+0,4 20
F36 5% O
2
Ar/O
2
5,4% O
2
5,0% O
2
+0,4 8,0
I40
Cilindro 1*
4% CO
2
Ar/CO
2
6,9% CO
2
6,6% CO
2
+2,9 72,5
I40
Cilindro 2
4% CO
2
9,8% CO
2
+5,8 145,0
Atal 18% CO
2
Ar/CO
2
18,5% CO
2
+0,5 2,8
Mistura
20 (IBG)
20% CO
2
Ar/CO
2
19,5% CO
2
-0,5 2,5
O
2
(IBG) Pureza comercial Ar/O
2
100% O
2
100,2% O
2
+0,2 0,2
Ar (WM) Pureza comercial Ar/CO
2
-0,1% CO
2
0% CO
2
-0,1 0,1
Ar (WM) Pureza comercial Ar/He 0,0% He 0,0 0,0
H
2
(WM) Pureza comercial Ar/H
2
100% H
2
101,6% H
2
+1,6 1,6
He (WM) Pureza comercial Ar/He 99,9% He 101,0% He +1,0 1,0
CO
2
(Air
Liquid)
Pureza comercial Ar/CO
2
93,2% CO
2
-6,8 6,8
* - Lote 2749/04 – UNP:STZ
Para os cilindros com gases comercialmente puros, os resultados não apresentaram
erros significantes, exceção para o cilindro de CO
2
puro. Ao ser colocado outro cilindro de
argônio como gás a ser avaliado (“sample gas”), obteve-se uma diferença máxima de -0,1%,
mesmo usando-se escalas diferentes de composição a ser analisada.
Resultados com maiores diferenças foram obtidos ao se usar 5 misturas comerciais
como gás amostral. Com a mistura F24 e F36, a máxima diferença entre valores lidos e valores
esperados foi de 0,4%, respectivamente. Segundo a norma da White Martins WM-ES-0027, o
erro máximo admitido na composição é de 10% do percentual de cada gás, o que não
aconteceu para mistura F24. Com certeza pode-se admitir que o erro do analisador esteja
acima dos 10%, pelo menos para o fundo de escala (menor percentual na mistura). Para a
mistura I40 foi apresentada uma medida cujo erro absoluto muito grande, e foi avriável em
função do cilindro analisado (de 2,9% e 5,8%, respectivamente), que representou um erro maior
do que 70% da composição do gás testado. Este fato coloca estes cilindros como totalmente
8
fora dos padrões da White Martins, a menos que o analisador tenha um erro muito grande, pelo
menos ao se trabalhar com a escala Ar/CO
2
(afirmativa com evidências se analisado o
resultado com CO
2
puro da Air Liquid, mas sem suporte se analisado os resultados das
medições das misturas Atal e Mistura 20). Deve-se lembrar de que este analisador havia sido
avaliado por Lobato e Santiago Neto (2003).
Então, fica-se a dúvida sobre a eficiência do analisador ou sobre a qualidade de gases
comerciais em cilindros.
3 O MISTURADOR DE GASES
3.1 C
ARACTERIZAÇÃO
Para se fazer misturas de gases de proteção no Laprosolda, utiliza-se um misturador
(Figura 6) que consiste de quatro rotâmetros, duas câmeras (pulmões) de mistura e um
programa para cálculo das vazões de cada gás para se conseguir a mistura desejada. Os
gases são misturados no interior de dois “pulmões”, posicionados em série à saída dos
rotâmetros. Cada rotâmetro possui dois flutuadores esféricos, um de aço inoxidável outro de
vidro, que são escolhidos de acordo com o gás de trabalho. Os gases que podem ser utilizados
neste misturador são: argônio, dióxido de carbono, hélio, hidrogênio, nitrogênio e oxigênio.
Figura 6 – Misturador de Gases do Laprosola
9
Para obter-se uma certa mistura de gases, à partir de uma regulagem consciente e
precisa das vazões nos rotâmetros, faz-se uso de um programa denominado ROTO_BR,
desenvolvido com base em diversas propriedades dos gases, como por exemplo seu fator de
compressibilidade, e na calibração de cada rotâmetro. Uma descrição mais detalhada do
Misturador e do programa ROTO_BR pode ser encontrada no trabalho de Lobato e Santiago N.
(2003) e no de Reis e Scotti (2003).
3.2 AVALIAÇÃO DO MISTURADOR DE GASES
Vê-se que o Misturador é capaz de executar até misturas quaternárias. No entanto, no
presente caso, só há ferramentas (analisador) para avaliar seu desempenho em misturas
binárias.
Antes de tudo, procede-se a “preparação e zeragem” do equipamento, conforme
descrito no item 2.2. Depois, vira-se a chave “sample/zero” para a posição “Sample”. À saída do
misturador de gases (Figura 6) deverá estar conectada à entrada “sample” cuja mangueira é a
marrom (Figura 2). Como o misturador de gases demanda uma vazão mínima para seu
funcionamento, maior do que a vazão de gás requerida pelo Analisador, usou-se o artifício de
construir um caminho suplementar para o gás. Assim, a chave vermelha à extremidade do
conector da entrada “sample” (Figura 2) deverá ser totalmente aberta.
Tendo sido feita a regulagem do misturador, conforme seu manual de operação, o
operador deverá estrangular gradativamente a chave vermelha, como na Figura 7, até que a
pressão no manômetro do Misturador de Gases seja aquela utilizada no programa “ROTO-BR”.
Para facilitar, é bom utilizar um valor “redondo” de pressão, como 1 atm. Ao fazer o
estrangulamento da válvula, as posições das esferas de referência nos rotâmetros do
misturador de gases poderão se alterar. Caso isso aconteça, o operador deverá corrigir a vazão
em cada rotâmetro. Tendo feito isso, em média 45 s depois, poderá ser feita a leitura da
composição da mistura preparada pelo Misturador. Após cada leitura, deve-se proceder à
zeragem do Analisador, virando-se novamente a chave “Sample/Zero” para a posição Zero e
procedendo-se como no item 2.2.
10
Figura 7 – Chave Vermelha parcialmente estrangulada.
As Tabelas 2, 3 e 4 apresentam regulagens a partir do Misturador de Gases e as
respectivas medidas com o Analisador de Misturas Gasosas de algumas proporções de
diferentes misturas, dentre as quais Ar-CO
2
; Ar-O
2
e Ar-He. Para realizar estas regulagens,
utilizou-se os seguintes dados de entrada no programa “ROTO-BR”: Pressão de 1,0 atm; Vazão
de 40 l/min (vazões maiores são mais fáceis de controlar pela válvulas controladoras de vazão);
temperatura ambiente de 27ºC e gás de referência argônio (sempre na entrada 1 do
Misturador).
Considera-se como esperado o valor calculado segundo o programa. Por exemplo, se
for calculada uma mistura de Ar + 10% de CO
2
, considera-se esperado que o Analisador leia
10,0% de CO
2
, descontando-se o erro natural de medida do aparelho.
Na Tabela 2, para misturas de argônio e CO
2
, observa-se que o erro absoluto máximo
de 0,7% e que em três proporções foi obtido uma medida dentro do esperado (erro de até 0,1%
na mistura). Na Tabela 3, vê-se um erro absoluto máximo de 0,8% para as proporções de
oxigênio e uma certa tendência de o misturador errar para menos. Na Tabela 4, observa-se
uma dispersão um pouco maior nas medidas, o que levou à realização de uma segunda bateria
de testes, na qual foi observada uma boa repetibilidade do ajuste do misturador. No entanto,
nas duas baterias de testes realizadas, observa-se pouca dispersão para valores intermediários
de composição.
11
Tabela 2 – Avaliação do misturador de gases atuando com Ar + CO
2
.
%CO
2
Regulagem:número do rotâmetro (vazão) Medida (%) Erro abs. (%)
5 1(113), 3(43,86) 5,7 +0,7
10 1(106), 3(89) 9,8 -0,2
15 1(100), 2(42,84) 15,0 0,0
20 1(94), 2(57,112) 20,7 +0,7
30 1(82,41), 2(87) 30,1 +0,1
40 1(70,124), 2(119) 40,0 0,0
Tabela 3 – Avaliação do misturador de gases atuando com Ar + O
2
.
%O
2
Regulagem:número do rotâmetro (vazão) Medida (%) Erro abs (%)
5 1(113), 3(36,72) 4,9 -0,1
10 1(106), 3(74) 9,4 -0,6
15 1(100), 3(124) 14,2 -0,8
20 1(94), 2(48,96) 19,7 -0,3
30 1(82,41), 2(73,143) 29,5 -0,5
40 1(70,124), 2(100) 40,0 0,0
Tabela 4 – Avaliação do misturador de gases atuando com Ar + He.
%He Regulagem:número do rotâmetro (vazão) Medida 1 (%) Medida 2 (%) Máx. Erro abs (%)
5 1(113), 3(24,42) 6,7 6,5 +1,7
10 1(106), 3(36,69) 10,7 10,4 +0,7
15 1(100), 3(49,106) 15,1 15,3 +0,2
20 1(94), 3(65) 19,9 20.0 -0,1
30 1(82,41), 3(103) 30,2 30,2 +0,2
40 1(70,124), 2(46,86) 42,4 42,3 +2,4
Os resultados apresentados estão coerentes com a análise realizada por Lobato &
Santiago Neto (2003) para um misturador muito similar, em cujo trabalho ainda se utilizou
outros dois analisadores para comparação: um cromatógrafo Varian Star 3600 Cx, aplicável às
misturas de argônio e hélio, e um analisador Panametrics Oxygen Analyser Series 350, este
para avaliar teores de oxigênio.
12
Com relação ao observado na medição de misturas em cilindros, partindo do
pressuposto que o Avaliador de Misturas Gasosas Thermco 6900 é uma boa referência, as
misturas feitas com o Misturador de gases possuem precisão de composição aceitável, na
maioria do caso com menos de 1% do valor do gás de mistura. Este valor é bem menor do que
os 10% de tolerância assumidos na fabricação pela WM. Um erro maior com o uso do He pode
ser atribuído tanto a um erro maior do misturador quando se faz misturas com Helio ou um erro
maior do analisador quando se analisa misturas Ar/He.
4 DISCUSSÃO GERAL
Considerando que os resultados ao se usar o misturador para fabricar misturas de Ar
com CO
2
mostrou um baixo erro, acredita-se que o problema na medição com a mistura I40 e
com CO
2
puro da Air Liquid, ambos gases em cilindros, seja mais causado por problemas nos
próprios cilindros do que no analisador.
Deve-se, por outro lado, observar que as misturas Ar+CO
2
feitas no misturador e usadas
nos ensaios mostrados na Tabela 2, foram obtidas a partir do cilindro de CO
2
puro da Air Liquid,
assumindo que ele fosse 100% CO
2
. Corrigindo o valor esperado para um gás de mistura com
somente 93,2% CO
2
, numa aproximação bastante grosseira, já que não se conhece o erro da
medida no analisador naquela faixa de composição da mistura Ar+CO
2
, pode-se notar pela
Tabela 5 que mesmo assim a variação entre o esperado para s gás provindo do misturador e
encontrado foi bem menor do que a esta variação quando a mistura estava em cilindro.
Tabela 5 – Correção do valor esperado de CO
2
na mistura Ar + CO
2
apresentada na Tabela 2,
assumindo que o CO
2
utilizado tinha um percentual de somente 93,2% CO
2
Valor esperado
sem correção (%
CO
2
)
Valor esperado
com correção
(% CO
2
)
Medida (%) –
Tabela 2
Erro Abs. em
relação ao
avalor corrigido
(%)
Erro relativo. em
relação ao avalor
corrigido (%)
5 4,66 5,7 1,0 22,3
10 9,32 9,8 0,5 5,2
15 13,98 15 1,0 7,3
20 18,64 20,7 2,1 11,1
30 27,96 30,1 2,1 7,7
40 37,28 40 2,7 7,3
13
5 CONCLUSÃO
Considerando os objetivos do trabalho e os resultados obtidos, conclui-se que o
Misturador de Gases do Laprosolda/UFU mistura adequadamente CO
2
, O
2
e He em argônio,
sendo perfeitamente viável sua utilização para fins experimentais em soldagem. Estabeleceu-
se, assim, um erro esperados de até 1% nos teores dos gases em misturas com argônio.
E relação aos cilindos de gases comerciais I40 e CO
2
, existem fortes evidências de
serem misturas contaminadas.
6 REFERÊNCIAS
• Lobato, M. M. e Santiago Neto, N. A., 2003. Desenvolvimento de um misturador
de gases de soldagem e do programa ROTO-BR, Projeto de conclusão de curso,
Universidade Federal do Rio de Janeiro, EP/DEM, Fevereiro de 2003, 81p.
• Reis, R. P., Scotti, A., 2003. VIII Relatório Parcial do Projeto Soldagem Plasma
de Aço Carbono: "Modificações feitas no misturador com o intuito de melhorar a
homogeneização das misturas", Relatório Interno LAPROSOLDA/UFU 05/2003.
Responsáveis:
____________________________________
Eng. Carlos Eduardo Aguiar Lima Rodrigues
____________________________________
Eng. Clayton Orivan Morais
De acordo:
____________________________________
Prof. Dr. Américo Scotti
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