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UNIVERSIDADE TECNOLÓGICA FEDERAL DO PARANÁ
CAMPUS CURITIBA
DEPARTAMENTO DE PESQUISA E PÓS-GRADUAÇÃO
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
E DE MATERIAIS – PPGEM
MARIO TESKE
INFLUÊNCIA DA COMPOSIÇÃO DO GÁS DE PROTEÇÃO NA
SOLDAGEM DO AÇO ASTM A516 PELO PROCESSO GMAW
CURITIBA
MARÇO / 2006
MARIO TESKE
INFLUÊNCIA DA COMPOSIÇÃO DO GÁS DE PROTEÇÃO NA
SOLDAGEM DO AÇO ASTM A516 PELO PROCESSO GMAW
Dissertação apresentada como requisito parcial à
obtenção do título de Mestre em Engenharia, do
Programa de Pós-Graduação em Engenharia
Mecânica e de Materiais, Área de Concentração
em Engenharia de Materiais, do Departamento
de Pesquisa e Pós-Graduação, do Campus
Curitiba, da UTFPR.
Orientador: Prof. Dr. Fábio Martins
CURITIBA
MARÇO / 2006
iii
Este trabalho é dedicado a minha esposa Luzia e a minha filha Luiza.
iv
AGRADECIMENTOS
Este trabalho não poderia ser concluído sem a colaboração e apoio de
diversas pessoas, às quais externo meus agradecimentos.
Ao meu orientador, Prof. Dr. Fábio Martins, pela orientação, amizade e incentivo à realização deste trabalho. À minha esposa, Luzia, pela compreensão e pelo apoio incondicional em
todos os momentos.
Aos meus pais Wiland (in memorian) e Estefana, por sempre acreditarem na
minha capacidade de vencer.
À instituição, Universidade Tecnológica Federal do Paraná, Departamento
Acadêmico de Mecânica, por prover os meios de realização deste trabalho.
Aos grupos de pesquisa do LASAT, do LIM e do CFM, da Universidade
Tecnológica Federal do Paraná, pelo apoio técnico proporcionado.
Ao Prof. M.Sc. César Lúcio Molitz Allenstein, pela colaboração na realização
dos ensaios Charpy e interpretação dos resultados.
Aos meus amigos, Aldo Santos Pereira, Paulo César Borges e Aloísio José
Schuitek, pela amizade e apoio na obtenção de parte da literatura indispensável
para a realização desta pesquisa.
À empresa White Martins Gases Industriais Ltda, por fornecer as misturas
gasosas.
À empresa Usinas Siderúrgicas de Minas Gerais S. A. (USIMINAS), por
fornecer o metal de base.
Ao Centro de Microscopia Eletrônica da Universidade Federal do Paraná, pelo apoio nas análises fratográficas.
v
O Senhor teu Deus é o que vai contigo:
não te deixará nem te desamparará.
Deuteronômio 31:6
vi
TESKE, M. Influência da Composição do Gás de Proteção na Soldagem do Aço
ASTM A516 pelo Processo GMAW, 2006, Dissertação (Mestrado em Engenharia) -
Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais, Universidade
Tecnológica Federal do Paraná, Curitiba, 104 p.
RESUMO
O processo de soldagem GMAW tem sido intensamente utilizado na indústria
mecânica pelas suas características de alta produtividade, qualidade e baixo custo.
Contudo, na produção de vasos de pressão, seu uso tem sido limitado, pois as
soldas produzidas não atingem os requisitos impostos pelas normas que regem a
construção destes equipamentos. Este trabalho tem como objetivo estudar
influências da composição de misturas de gases de proteção na soldagem do aço
ASTM A516 grau 70. Foram propostas três misturas gasosas contendo teores
variados de argônio, hélio, dióxido de carbono e oxigênio. Foram depositados
cordões de solda sobre chapas com as misturas gasosas testadas. Os parâmetros
elétricos foram monitorados, mostrando menor estabilidade do arco elétrico para as
misturas contendo o gás hélio, na transferência por curto-circuito e menor
estabilidade com o aumento do CO2 na transferência spray e globular. O estudo da
morfologia dos cordões de solda mostrou que o aumento da porcentagem do gás
hélio provocou maior fusão do metal de base nas bordas dos cordões. A forma de
penetração foi centralizada, quando utilizada a transferência spray e curto-circuito
para todas as misturas testadas. Para avaliar a resistência ao impacto pelo ensaio
Charpy, foram soldadas juntas com chanfro em V utilizando o arame/eletrodo AWS
ER70S-6. As amostras que obtiveram os maiores e menores valores de energia
absorvida foram analisadas por metalografia por microscopia eletrônica de
varredura. Observou-se a presença de inclusões de óxidos nas amostras ensaiadas,
onde as maiores incidências destas apontaram para uma relação direta com os
menores valores de energia absorvida, obtidos quando foi utilizada a mistura gasosa
com maior proporção de CO2, confirmando a grande influência do potencial de
oxidação da mistura gasosa na resistência ao impacto da junta soldada.
Palavras-chave: soldagem, GMAW, gás de proteção
vii
TESKE, M. Influence of the Gas Composition on GMA Welding of the ASTM
A516 Steel, 2006, Dissertação (Mestrado em Engenharia) - Programa de Pós-
graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais, Universidade Tecnológica
Federal do Paraná, Curitiba, 104 p.
ABSTRACT
The GMAW (Gas Metal Arc Welding) process has been widely used in the
mechanical industry, due to their characteristics of high productivity, quality and low
cost. However, specifically in the production of pressure vessels, the use of this
process has been limited, because the produced welds do not reach the
requirements imposed by the standards that govern the construction of these
equipments. This work aims at studying the influence of the composition of mixtures
of shielding gases in the welding of the ASTM A516 steel degree 70 by the GMAW
process. In this research three shielding mixtures are proposed containing varied
amounts of argon, helium, CO2 and oxygen. Weld beads were deposited on steel
plates for each composition of tested shielding mixture. The electric parameters
were monitored during the tests, showing smaller stability of the electric arc for the
mixtures containing helium, for short circuit metal transfer, and smaller stability with
the increase of CO2 for spray and globular metal transfer. The study of the
morphology of the weld beads showed that the increase of the proportion of helium
led to better fusion of the base metal in the borders of the beads. The penetration
form was centralized, whith spray and short circuit metal transfer for all the tested
mixtures. To evaluate the impact resistance by Charpy test, joints with V-groove
were welded with filler metal AWS ER70S-6. The samples that obtained the largest
and smallest values of absorbed energy were analyzed by metallography and SEM.
The presence of oxide inclusions was observed in the analyzed samples, where the
bigger incidences point to a direct relationship with the smaller values of absorbed
energy, obtained when the gaseous mixture with larger proportion of CO2 was used,
confirming the significant influence of the oxidation potential of the gaseous mixture
on the toughness of the welded joint.
Keywords: welding, GMAW, shielding gas
viii
SUMÁRIO
RESUMO.................................................................................................................... vi ABSTRACT ............................................................................................................... vii LISTA DE FIGURAS ...................................................................................................x LISTA DE TABELAS .................................................................................................xiii LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS .................................................................... xv LISTA DE SÍMBOLOS.............................................................................................. xvi 1 INTRODUÇÃO......................................................................................................1 1.1 Objetivo ...............................................................................................................2 2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA .................................................................................3
2.1 Introdução.....................................................................................................................................3
2.2 Propriedades Físicas e Químicas dos Gases de Proteção GMAW.............................................3
2.2.1 Dissociação e Ionização.......................................................................................................3
2.2.2 Potencial de Ionização .........................................................................................................6
2.2.3 Condutividade Térmica.........................................................................................................8
2.2.4 Potencial de Oxidação........................................................................................................10
2.2.2 Tensão Superficial..............................................................................................................11
2.3 Soldagem ao Arco Elétrico com Proteção Gasosa GMAW .......................................................13
2.3.1 Fundamentos do Processo ................................................................................................13
2.3.2 Modos de Transferência do Metal de Adição.....................................................................16
2.3.3 Forças que Atuam na Transferência Metálica ...................................................................19
2.3.4 Gases de Proteção Utilizados na Soldagem GMAW .........................................................20
A - Gases Inertes................................................................................................................22
B - Gases Oxidantes ..........................................................................................................24
C - Outros Gases................................................................................................................26
2.4 Soldagem GMAW do Aço Carbono............................................................................................27
2.4.1 Soldabilidade do Aço Carbono...........................................................................................30
2.4.2 Zona Fundida .....................................................................................................................31
2.4.3 Zona Afetada pelo Calor.....................................................................................................35
3 PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS ..............................................................39
3.1 Introdução...................................................................................................................................39
3.2 Materiais e Equipamentos..........................................................................................................39
3.2.1 Metal de Base.....................................................................................................................39
3.2.2 Metal de Adição..................................................................................................................43
3.2.3 Gases de Proteção.............................................................................................................44
ix
3.2.4 Equipamentos.....................................................................................................................45
3.3 Pré-testes ...................................................................................................................................47
3.3.1 Transferência Metálica Spray.............................................................................................49
3.3.2 Transferência Metálica Globular ........................................................................................49
3.3.3 Transferência Metálica Curto-circuito.................................................................................50
3.4.4 Obtenção de Amostras para Estudo da Morfologia do Cordão .........................................51
3.4 Ensaios Principais ......................................................................................................................54
3.4.1 Preparação dos Corpos de Prova para Ensaios Charpy ...................................................56
3.4.2 Ensaios de Impacto Charpy ...............................................................................................57
3.4.3 Análises Micrográficas........................................................................................................58
4 RESULTADOS E DISCUSSÕES........................................................................59
4.1 Introdução...................................................................................................................................59
4.2 Influência do Gás de Proteção na Estabilidade do Arco Elétrico...............................................59
4.2.1 Estabilidade do Arco na Transferência Spray....................................................................59
4.2.2 Estabilidade do Arco na Transferência Globular................................................................63
4.2.3 Estabilidade do Arco na Transferência Curto-circuito........................................................67
4.3 Influência do Gás de Proteção na Morfologia do Cordão de Solda...........................................71
3.3.1 Morfologia do Cordão na Transferência Spray ..................................................................71
3.3.2 Morfologia do Cordão na Transferência Globular ..............................................................75
3.3.3 Morfologia do Cordão na Transferência Curto-circuito ......................................................79
4.4 Influência do Gás de Proteção na Resistência ao Impacto da Solda ........................................82
4.4.1 Avaliação da Resistência ao Impacto na Zona Fundida e na ZAC....................................82
4.5 Caracterização da Zona Fundida ...............................................................................................87
4.5.1 Análise Microestrutural da Zona Fundida...........................................................................88
4.5.2 Análise de Inclusões Óxidas na Zona Fundida..................................................................91
4.5.3 Análise da Fratura da Zona Fundida..................................................................................94
5 CONCLUSÕES...................................................................................................98
6 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ............................................................100
REFERÊNCIAS.......................................................................................................101
x
LISTA DE FIGURAS
Figura 2.1 – Condutividade Térmica de alguns gases em função da temperatura
(SUBAN e TUSEK, 2001).............................................................................................8
Figura 2.2 – Tipo de transferência metálica e perfil de penetração em função da
condutividade térmica do gás de proteção: (a) hélio; (b) argônio (VAIDYA, 2002)......9
Figura 2.3 – Forças interfaciais para uma líquido (A) sobre a superfície plana de um
sólido (B) (LANCASTER, 1986).................................................................................12
Figura 2.4 – Representação esquemática do processo GMAW (MARQUES,
1991)..........................................................................................................................15
Figura 2.5 – Variação do diâmetro e do número de gotas transferidas por unidade de
tempo com a corrente de soldagem (MARQUES, 1991)...........................................18
Figura 2.6 – Ação das forças sobre o metal líquido na ponta do eletrodo
(MODENESI, 2001)....................................................................................................19
Figura 2.7 – Características do cordão de solda e forma de transferência em função
do tipo de gás ou mistura utilizada: (a) Ar; (b) Ar+He e (c) He (AWS, 1991).............24
Figura 2.8 – Velocidades ótimas de soldagem em função da composição do gás de
proteção utilizado na soldagem MAG (STENBACKA e PERSSON, 1989)................29
Figura 2.9 – Segregação de soluto junto à interface sólido/líquido (a); solidificação
preferencial na região de menor concentração de soluto (b); super-resfriamento na
região A (c); super-resfriamento na região B (d) (OHNO, 1982)................................32
Figura 2.10 – Representação esquemática do crescimento epitaxial (entre A e 1; B e
2; C e 3) e do crescimento competitivo (entre 1, 2 e 3) (WAINER et al., 1992).........33
Figura 2.11 – Modos de estruturas de solidificação encontradas em metal de solda e
suas designações (LINNERT, 1994)..........................................................................34
Figura 2.12 – Regiões da ZAC de um aço carbono comum e respectivas
temperaturas (WAINER et al., 1992)..........................................................................36
Figura 3.1 – Equipamento utilizado para realização das soldas: (1) Fonte; (2)
Cabeçote alimentador de arame; (3) Microcomputador; (4) Cilindros de gases; (5)
Controle remoto do sistema de deslocamento automático da tocha..........................46
xi
Figura 3.2 – Equipamento utilizado para realização das soldas: (6) Tocha de
soldagem ; (7) Chapa de teste; (8) Dispositivo eletromecânico; (9) Guia linear........47
Figura 3.3 – Localização das amostras retiradas do corpo de prova de aço ASTM
A516, para analises da morfologia do cordão de solda.............................................52
Figura 3.4 – Sistema analisador de imagens: (1) Câmera Image Pro Plus; (2)
Amostra da seção transversal do cordão de solda; (3) Suporte com regulagem para
focalização; (4) Monitor para reprodução da imagem................................................53
Figura 3.5 – Características geométricas de um cordão de solda: (p) penetração; (r)
reforço; (l) largura; (Zf) zona fundida; (Ap) área de penetração..................................53
Figura 3.6 – Localização dos corpos de prova Charpy para avaliação da resistência
ao impacto: (A) na ZAC; (B) no metal de base; (C) na zona fundida.........................55
Figura 3.7 – Seqüência dos depósitos na junta soldada: (1) passe de raiz; (2 a 13)
passes de enchimento................................................................................................56
Figura 3.8 – Corpo de prova para ensaio Charpy (dimensões em mm) conforme
norma ASTM A370-97a (ASTM, 1997)......................................................................57
Figura 4.1 – Oscilogramas de corrente (A) em função do tempo (ms) utilizando a
transferência spray para três composições de mistura gasosas de proteção: M1
(Ar+20%CO2); M2 (Ar+15%He+5%CO2) e M3 (Ar+18%He+2%O2)..........................61
Figura 4.2 – Oscilogramas de corrente (A) em função do tempo (ms) utilizando a
transferência globular para três composições de mistura gasosas de proteção: M1
(Ar+20%CO2); M2 (Ar+15%He+5%CO2) e M3 (Ar+18%He+2%O2)..........................65
Figura 4.3 – Oscilogramas de corrente (A) em função do tempo (ms) utilizando a
transferência metálica curto-circuito para três composições de mistura gasosas de
proteção: M1(Ar+20%CO2); M2(Ar+15%He+5%CO2) e M3(Ar+18%He+2%O2).......69
Figura 4.4 – Seções transversais dos cordões de solda obtidos com transferência
metálica spray utilizando as três misturas gasosas testadas: (a) M1 (Ar+20%CO2);
(b) M2 (Ar+15%He+5%CO2); (c) M3 (Ar+18%He+2%O2)..........................................72
Figura 4.5 – Seções transversais dos cordões de solda obtidos com transferência
metálica globular utilizando as três misturas gasosas testadas: (a) M1 (Ar+20%CO2);
(b) M2 (Ar+15%He+5%CO2); (c) M3 (Ar+18%He+2%O2)..........................................76
xii
Figura 4.6 – Seções transversais dos cordões de solda obtidos com transferência
metálica por curto-circuito utilizando as três misturas gasosas testadas: (a) M1
(Ar+20%CO2); (b) M2 (Ar+15%He+5%CO2); (c) M3 (Ar+18%He+2%O2)..................80
Figura 4.7 – Microestrutura da zona fundida próxima à região do entalhe na face
lateral dos corpos de prova ensaiados por Charpy (Ataque: Nital 2%)......................89
Figura 4.8 – Microestrutura com formação colunar (Ataque: Nital 2%)......................90
Figura 4.9 – Microestrutura da região recristalizada (Ataque: Nital 2%)....................91
Figura 4.10 – Análise de inclusões em amostras soldadas com a mistura M1
(Ar+20%CO2) e ensaiadas por Charpy: (a) 10 J e (b) 55J.........................................92
Figura 4.11 – Fratografia do corpo de prova soldado com a mistura gasosa M1
ensaiado por Charpy (14 J)........................................................................................95
Figura 4.12 – Fratografia do corpo de prova soldado com a mistura gasosa M1
ensaiado por Charpy (48 J)........................................................................................96
xiii
LISTA DE TABELAS
Tabela 2.1 – Potencial de ionização de gases e vapores metálicos em elétron volts
(eV) (LANCASTER, 1986)............................................................................................7
Tabela 2.2 – Formas usuais de transferência de acordo com o IIW (LANCASTER,
1986)..........................................................................................................................16
Tabela 2.3 – Classificação dos Gases para Soldagem GMAW de acordo com o IIW
(NOVOZHILOV,1988)................................................................................................21
Tabela 3.1 – Composição química do aço ASTM A516 (ASTM, 1986).....................40
Tabela 3.2 – Propriedades mecânicas do aço ASTM A516 (ASTM, 1986)...............40
Tabela 3.3 – Comparação da composição química do aço ASTM A516 grau 70......41
Tabela 3.4 – Energia absorvida no teste de impacto Charpy criogênico com entalhe
em “V” para o aço ASTM A516 grau 70 (ASTM, 1986)..............................................42
Tabela 3.5 – Composição química do arame eletrodo utilizado (% em peso)...........43
Tabela 3.6 – Análise da composição química das misturas gasosas especiais
conforme o certificado de garantia da qualidade........................................................45
Tabela 4.1 – Parâmetros utilizados para obtenção da transferência metálica spray
com as misturas gasosas M1; M2 e M3.....................................................................60
Tabela 4.2 – Dados dos oscilogramas de corrente obtidos com transferência
metálica spray para as três misturas gasosas testadas.............................................62
Tabela 4.3 – Parâmetros utilizados para obtenção da transferência metálica globular
com as misturas gasosas M1; M2 e M3.....................................................................64
Tabela 4.4 – Dados dos oscilogramas de corrente obtidos com transferência
metálica globular para as três misturas gasosas testadas.........................................66
Tabela 4.5 – Parâmetros utilizados para obtenção da transferência metálica por
curto-circuito com as misturas gasosas M1; M2 e M3...............................................68
Tabela 4.6 – Dados dos oscilogramas de corrente obtidos com transferência
metálica por curto-circuito para as três misturas gasosas testadas...........................70
Tabela 4.7 – Valores médios das medidas dos cordões de solda obtidos com as
misturas gasosas testadas em transferência metálica spray.....................................73
xiv
Tabela 4.8 – Valores médios das medidas dos cordões de solda obtidos com as
misturas gasosas testadas em transferência metálica globular.................................77
Tabela 4.9 – Valores médios das medidas dos cordões de solda obtidos com as
misturas gasosas testadas em transferência metálica por curto-circuito...................81
Tabela 4.10 – Valores de energia absorvida no ensaio de impacto Charpy e medidas
da expansão lateral das amostras soldadas com a mistura M1.................................83
Tabela 4.11 – Valores de energia absorvida no ensaio de impacto Charpy e medidas
da expansão lateral das amostras soldadas com a mistura M2.................................85
Tabela 4.12 – Valores de energia absorvida no ensaio de impacto Charpy e medidas
da expansão lateral das amostras soldadas com a mistura M3.................................86
Tabela 4.13 – Valor total da área de inclusão nas seções transversais dos corpos de
prova ensaiados por Charpy......................................................................................93
xv
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
ASME - American Society of Mechanical Engineers (Sociedade Americana dos
Engenheiros Mecânicos)
ASTM - American Society for testing and Materials (Sociedade Americana para
Ensaios e Materiais)
AWS - American Welding Society (Sociedade Americana de Soldagem)
CE - Carbono Equivalente
DBCP - Distância do Bico de Contato à Peça
GMAW - Gas Metal Arc Welding (soldagem ao arco elétrico gás metal)
IIW - International Institute of Welding (Instituto Internacional de Soldagem)
MAG - Metal Active Gas (gás ativo no metal)
MEV - Microscopia Eletrônica de Varredura
MIG - Metal Inert Gas (gás inerte no metal)
N - Número de Amostras
PO - Potencial de Oxidação
ZAC - Zona Afetada pelo Calor
xvi
LISTA DE SÍMBOLOS
x - Fração de moléculas de oxigênio dissociadas
∆G0 - Energia livre de dissociação
R - Constante dos gases perfeitos
T - Temperatura absoluta
P - Pressão
Po - Pressão atmosférica
α - Fração de átomos de oxigênio ionizados
C - Constante de proporcionalidade
k - Constante de Boltzmann
e - Carga do elétron
Vl - Primeiro estágio de ionização
VlI - Segundo estágio de ionização
VlII - Terceiro estágio de ionização
γA - Energia livre de superfície líquido/vapor
γB - Energia livre de superfície sólido/vapor
γAB - Energia livre de superfície líquido/sólido
θ - Ângulo de molhamento
IM - Corrente média
Ic - Corrente de transição
Fg - Força gravitacional
Fem - Força eletromagnética
Fγ - Tensão superficial
Fa - Força de arraste pela passagem de gases
I - Intensidade de corrente
∆T - Variação de temperatura
U - Tensão
v - Velocidade de soldagem
Vgás - Vazão do gás de proteção
E - Energia de soldagem
1
1 INTRODUÇÃO
Vasos de pressão são estruturas metálicas sujeitas a grandes solicitações e
que necessitam de um alto grau de confiabilidade. Também são definidos como
recipientes onde a pressão interna é superior à pressão atmosférica, contendo
fluidos que podem encontrar-se no estado líquido ou gasoso. Geralmente os vasos
de pressão são utilizados como caldeiras, trocadores de calor, armazenadores,
condutores, reatores, etc., e a temperatura de trabalho varia de 73 até 973 K,
existindo inúmeros tipos (ASME, 2001).
A especificação da American Society of Testing and Materials (ASTM) mais
comumente utilizada para chapas de aço carbono para fabricação de vasos de
pressão é o ASTM A516. Este material é especificado para esta aplicação
principalmente por ser um aço que atende aos requisitos de tenacidade em serviços
de moderada e baixa temperatura. Quatro tipos de chapas de aço ASTM A516 são
disponíveis comercialmente, classificadas em graus 55, 60, 65 e 70, contendo
diferentes níveis de resistência mecânica em função da variação do teor de carbono,
sendo o mais estudado atualmente o ASTM A516 grau 70, contendo de 0,27 a
0,30% de carbono e resistência à tração de 485 a 620 MPa.
Na grande maioria, os vasos de pressão são fabricados a partir de chapas de
aço soldadas empregando-se o processo de soldagem por eletrodos revestidos, o
que reflete no custo final do produto devido às características intrínsecas do
processo, tais como baixa produtividade e necessidade de cuidados especiais com
determinados tipos de eletrodos. Em função da competitividade no setor produtivo,
se faz necessário o uso de técnicas e processos que possam aumentar a
produtividade e qualidade.
O processo de soldagem Gas Metal Arc Welding (GMAW) apresenta-se como
alternativa na soldagem de vasos de pressão, visando o aumento da produtividade
nas operações de soldagem. Contudo tem sido demonstrado por vários
pesquisadores (DILLENBECK e CASTAGNO, 1987, LYTTLE e STAPON, 1990,
FERRARESI e PEREIRA, 1998) a existência de problemas, como por exemplo, a
penetração insuficiente na raiz da solda e a falta de fusão na raiz e entre cordões na
2
soldagem multipasse. Estes defeitos podem resultar em falhas catastróficas quando
da operação do equipamento.
Neste processo a poça de fusão, o arco elétrico e o metal de adição
transferido para a solda são protegidos do contato com a atmosfera por meio de um
fluxo laminar de gás, que além de proteger a região que está sendo soldada da
contaminação pelo ar atmosférico, exerce uma influência marcante na estabilidade
do processo de soldagem, nas características operacionais, nas características
geométricas do cordão e nas propriedades do metal depositado. Assim, o tipo de
gás usado constitui uma variável importante na determinação da qualidade da solda
e na produtividade do processo (AWS, 1991, MARQUES, 1991, MACHADO, 1996).
Os gases comumente usados para fins de proteção são argônio, hélio, dióxido
de carbono, oxigênio, hidrogênio e nitrogênio, sendo estes três últimos usados em
proporções relativamente pequenas em misturas, sobretudo a base de argônio. O
modo como estes gases influenciam o processo depende das propriedades físicas e
químicas destes, tais como potencial de ionização, condutividade térmica,
densidade, reatividade química com o metal de base, etc (AWS, 1991, MARQUES et
al., 1998).
As misturas binárias ou até mesmo ternárias, utilizadas comercialmente nas
aplicações industriais de soldagem, são fornecidas por empresas especializadas,
que oferecem uma gama muito pequena de produtos catalogados. A preparação das
misturas gasosas tem sido uma atividade quase exclusiva destas empresas, o que
limita as possibilidades de pesquisa neste campo.
1.1 Objetivo
O objetivo deste trabalho é estudar a influência da composição de misturas de
gases de proteção na soldagem GMAW do aço ASTM A516, sobretudo no que diz
respeito à estabilidade do arco elétrico, morfologia dos cordões de solda e
resistência ao impacto das juntas soldadas.
3
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 Introdução
A presente revisão foi dividida basicamente em três itens, onde no item 2.2 são
abordados os fenômenos mais importantes, citados pela literatura, que atuam
quando se encontram estabelecidos o arco elétrico de soldagem e o fluxo de massa
para formar o cordão de solda. No item seguinte (2.3), o processo GMAW é
fundamentado, sendo apresentado um breve histórico sobre o mesmo. Uma
abordagem clássica sobre os modos de transferência metálica e as forças que
atuam no destacamento do metal líquido da ponta do arame/eletrodo é apresentada.
Com base nas pesquisas previamente realizadas, citadas pela literatura, são
relacionados vários aspectos deste processo de soldagem que são afetados pelo
tipo de gás de proteção utilizado. No último item (2.4), o estudo passa a ser
direcionado para a soldagem dos aços carbono, enfocando a formação das regiões
de uma junta soldada e tipo de gás ou mistura gasosa que se utiliza na soldagem
deste material.
2.2 Propriedades Físicas e Químicas dos Gases de Proteção GMAW
As propriedades físicas e químicas dos gases, tais como potencial de
ionização, condutividade térmica, reatividade química com o metal de base, entre
outras, determinam, em grande parte, as características operacionais do arco de
soldagem e as propriedades das soldas produzidas. Assim, parâmetros como a
tensão de operação, o calor gerado, o perfil térmico e a eficiência do arco, que por
sua vez afetam a geometria do cordão de solda, são fortemente influenciados pela
composição química do gás de proteção (MARQUES et al., 1998).
2.2.1 Dissociação e Ionização
A soldagem por fusão dos metais depende efetivamente do uso de uma fonte
de calor com densidades de energia na faixa de 106 a 1013 W/m2. Muito comumente
4
a fonte de calor é um arco elétrico e a densidade de energia deste pode variar entre
3x106 e 1010 W/m2. Os gases aquecidos ao arco elétrico podem atingir temperaturas
máximas que oscilam entre 5000 K e 30.000 K, dependendo do tipo de gás presente
na atmosfera do arco e da intensidade de corrente utilizada no processo de
soldagem (LANCASTER, 1986, MACHADO, 1996).
Para o arco elétrico se manter durante a soldagem, é preciso que estejam
disponíveis partículas carregadas eletricamente no espaço existente entre o eletrodo
e a peça. Existindo moléculas de qualquer gás neste espaço, essas deverão ser
dissociadas. A medida que o gás é aquecido, a energia de suas moléculas é
aumentada, estando este aumento ligado principalmente ao movimento e vibração
das moléculas. A temperaturas elevadas, a energia vibracional de moléculas
poliatômicas atinge níveis suficientemente altos para causar a sua ruptura ou
dissociação em átomos. Esse é o caso de gases tais como O2, CO2 e outros, cuja
dissociação da molécula, tomando-se como exemplo o oxigênio, pode ser
representada pela equação 2.1 e uma relação entre o grau de dissociação e a
temperatura pode ser obtida de considerações termodinâmicas segundo a equação
2.2 (LANCASTER, 1986, MACHADO, 1996).
O2 → 2O (dissociação) Eq. 2.1
∆−=
− RT
G
p
p
x
x o 0
2
2
exp1
4 Eq. 2.2
( ((
onde: x é a fração das moléculas de O2 que foram dissociadas (adimensional);
∆G0 é a energia livre de dissociação (J/mol);
R é a constante dos gases (8,31 J/mol K);
T é a temperatura absoluta (K);
P,Po são as pressões em que o gás se encontra e pressão atmosférica,
respectivamente (atm).
5
Após a dissociação e à temperaturas ainda mais elevadas, um elétron nas
camadas mais externas dos átomos pode ser expulso, quando estes se chocam em
grande velocidade, ocorrendo a ionização. A temperaturas ainda maiores, mais
elétrons podem ser expulsos, ocorrendo a ionização múltipla. A simples ionização de
um átomo dissociado, tomando-se como exemplo o oxigênio, pode ser representada
pela equação 2.3 e uma estimativa da variação do grau de ionização com a
temperatura pode ser feita pela equação 2.4 (MACHADO, 1996, MODENESI, 2001).
O → O+ + e- (ionização) Eq. 2.3
−=
− kT
eVCT
p
p lo exp1
25
2
2
αα
Eq. 2.4
onde: α é a fração de átomos de oxigênio que foram ionizados (adimensional);
C é uma constante de proporcionalidade (1,264 x 10-6 kg/J.s);
k é a constante de Boltzmann (1,38 x 10-23 J/K);
e é a carga do elétron (1,602 x 10-19 C);
Vl é o primeiro estágio de ionização do elemento oxigênio (eV);
As equações 2.2 e 2.4, apresentadas anteriormente, mostram que a fração das
moléculas do gás que são dissociadas (x) e que a fração de átomos do gás que são
ionizados (α) crescem exponencialmente com o aumento da temperatura na coluna
de plasma. Indicam também uma forte influência da energia livre de dissociação
(∆G0) e do primeiro estágio de ionização (VI) para a dissociação e para a ionização
do gás respectivamente. Portanto um menor valor de VI resulta em uma maior
ionização (maior número de partículas ionizadas por mm3 na coluna de plasma) a
uma dada temperatura. Isso favorece a estabilidade e a facilidade de abertura do
arco elétrico de soldagem em menores tensões de operação para um dado
comprimento do arco (MODENESI, 2001).
6
2.2.2 Potencial de Ionização
LINNERT (1994) define o potencial de ionização como a energia total em
elétron volts (eV) necessária para extrair o elétron com menor força de ligação da
camada de valência de um átomo ou molécula e coloca-lo em repouso em uma
distância infinita.
O potencial de ionização é uma importante característica dos elementos
presentes no arco elétrico de soldagem, que possui uma atmosfera complexa
formada por gases de proteção, metais em estado de vapor e elementos utilizados
como fluxo. A facilidade com que estes materiais tornam-se ionizados determina as
condições de iniciação do arco, a capacidade do arco conduzir corrente elétrica e a
estabilidade do arco (LINNERT, 1994).
A tabela 2.1 relaciona o potencial de ionização de alguns gases que
apresentam interesse para a soldagem e alguns elementos no estado de vapor,
onde podem ser verificados os valores para diferentes estágios de ionização.
Os valores da tabela 2.1 indicam que, de um modo geral, os gases de proteção
utilizados em soldagem apresentam potencial de ionização muito maior que
elementos metálicos no estado de vapor. Nota-se, por exemplo, que o hélio, por
possuir somente dois elétrons estabilizados na camada K, de alto nível energético
(próximos do núcleo), necessita de uma grande quantidade de energia para sua
ionização (24,58 eV). Já o césio, com número atômico 55, necessita somente de
3,893 eV para remover um elétron da sua camada de valência (mais externa, P).
Segundo LANCASTER (1986) e MACHADO (1996) isso pode significar que os
metais vaporizados tem grande influência na condutividade elétrica do arco.
Para os estágios de ionização superiores ao primeiro, listados na tabela 2.1, o
potencial de ionização dos elementos aumenta. Isso é verificado porque à medida
que os elétrons vão sendo retirados de um átomo, aumenta a atração do núcleo
sobre os remanescentes, resultando em VII > VI ; VIII > VII e assim sucessivamente.
7
Tabela 2.1 – Potencial de ionização de gases e vapores metálicos em elétron volts (eV) (LANCASTER, 1986).
Potencial de Ionização (eV)
Estágio de ionização* Elemento
I II III IV V VI
Alumínio 5,984 18,823 28,44 119,96 153,77 190,42
Argônio 15,755 27,62 40,90 59,79 75,0 91,3
Cálcio 6,111 11,87 51,21 67 84,39
Carbono 11,264 24,376 47,864 64,476 391,986 498,84
Césio 3,893 25,1
Hélio 24,580 54,40
Hidrogênio 13,595
Ferro 7,90 16,18 30,64
Criptônio 13,99 24,56 36,9
Magnésio 7,644 15,03 80,12 109,29 141,23 186,86
Mercúrio 10,44 18,8
Nióbio 6,77 14
Nitrogênio 14,54 29,605 47,426 77,450 97,863 551,92
Oxigênio 13,614 35,146 54,934 77,394 113,873 138,08
Platina 8,9 18,5
Potássio 4,339 31,81 46 60,90 99,7
Silício 8,149 16,34 33,46 45,33 166,73 205,11
Prata 7,574 21,48
Sódio 5,138 47,29 71,65 98,88 138,60 172,36
Estrôncio 5,692 11,027 57
Titânio 6,83 13,63 28,14 43,24 99,8 120
Tungstênio 7,94
Xenônio 12,13 21,2
*Os algarismos romanos indicam o número de elétrons que são perdidos no
estado de ionização indicado.
8
2.2.3 Condutividade Térmica
De acordo com LYTTLE e STAPON (1990), SUBAN e TUSEK (2001) e
VAIDYA (2002), a condutividade térmica do gás de proteção ionizado é uma
importante propriedade física, que está relacionada com a quantidade de calor
transferido pelo choque das partículas existentes na coluna de plasma, a qual vai
influenciar significativamente na transferência metálica e no perfil de penetração do
cordão na soldagem GMAW. Gases com alta condutividade térmica como o hélio e o
dióxido de carbono conduzem grandemente o calor na direção radial, fazendo com
que a coluna de plasma se expanda, neste sentido, dando um formato de sino a
esta, tendendo também à reduzir a altura da coluna de plasma. O gradiente de
temperatura entre a região central e periférica da coluna de plasma é menor, se
comparado com um gás de proteção com baixa condutividade térmica, como por
exemplo o argônio, resultando em penetração alta e uniformemente distribuída no
cordão de solda.
A figura 2.1 apresenta o comportamento da condutividade térmica em função
da temperatura, de alguns gases que são de interesse para o estudo do processo de
soldagem GMAW.
Figura 2.1 – Condutividade Térmica de alguns gases em função da
temperatura (SUBAN e TUSEK, 2001).
9
Os diagramas da figura 2.1 mostram que os gases moleculares (H2; CO2; O2)
apresentam maior condutividade térmica do que os gases monoatômicos (Ar; He),
na faixa de temperatura de aproximadamente 3273 K, onde são registrados picos
nos valores de condutividade térmica, causados pelo efeito da dissociação da forma
molecular destes gases para a forma atômica. O hélio apresenta maior
condutividade térmica do que o argônio em todas as faixas de temperatura. Dentre
os gases de proteção utilizados no processo GMAW, o argônio é o gás que
apresenta menor condutividade térmica para qualquer que seja a faixa de
temperatura na atmosfera do arco (SUBAN e TUSEK, 2001, AWS, Welding
Handbook, v.1, 2001).
A figura 2.2 mostra as características da coluna de plasma em uma arco de
soldagem com gás de proteção de alta condutividade térmica (a) e baixa
condutividade térmica (b), ilustrando as influências desta propriedade na
transferência metálica e no perfil de penetração de solda do processo GMAW.
Figura 2.2 – Tipo de transferência metálica e perfil de penetração em função da
condutividade térmica do gás de proteção: (a) hélio; (b) argônio (VAIDYA, 2002).
Referente a figura 2.2, VAIDYA (2002) e JÖNSSON, EAGAR e SZEKELY
(1995) comentam que a coluna de plasma com argônio (2.2(b)) como gás de
proteção se expandirá além da ponta do arame eletrodo, estendendo-se de forma
ascendente, produzindo mais superfície para condensação de elétrons aquecidos.
10
Este processo de aquecimento fundirá rapidamente o eletrodo, causando um
estreitamento em sua ponta e, simultaneamente, na presença de fortes forças
eletromagnéticas que atuam na transferência metálica, um fluxo de finas gotas
incidirá sobre o metal de base (transferência spray). Em função da baixa
condutividade térmica do argônio, o gradiente de temperatura entre a região central
da coluna de plasma e a região periférica é grande, produzindo um cordão de solda
com perfil de penetração centralizada. Num arco com hélio (2.2(a)), a alta
condutividade térmica do gás, não permite grande concentração de elétrons nas
paredes verticais do arame eletrodo e a temperatura no ânodo é menor,
relativamente ao arco com argônio, portanto o estreitamento na ponta do eletrodo é
menos provável de ocorrer, assim como a transferência spray. Porém ocorre a
distribuição mais homogênea do calor no sentido radial da coluna de plasma,
garantindo um perfil de penetração distribuído.
2.2.4 Potencial de Oxidação
Na soldagem com proteção gasosa e, possivelmente, com proteção de fluxo,
filmes de óxidos com espessura microscópica, existentes na superfície do cátodo,
têm uma importância fundamental na emissão a frio de elétrons, isto é, a
temperaturas inferiores a cerca de 3500 K. Este mecanismo não é completamente
conhecido, mas parece envolver a formação de campos elétricos, extremamente
intensos na camada de óxido pela adsorção de íons positivos, a formação de filetes
condutores no óxido com a emissão de elétrons e a destruição da camada neste
local e, portanto, do ponto de emissão. Na soldagem GMAW de aços, este efeito
pode reduzir a estabilidade do processo quando as camadas de óxido próximas da
poça de fusão são consumidas e o arco tende a se desviar para longe desta, em
busca de novas regiões para a emissão de elétrons. Para regenerar a camada de
óxido e, assim, eliminar este efeito, uma quantidade de gás oxidante (O2 ou CO2) é
adicionada à mistura de proteção (MODENESI, 2001).
Os gases e misturas gasosas oxidantes contendo CO2, Ar+CO2, Ar+O2,
CO2+O2 e outros são extremamente utilizados industrialmente na soldagem. Nas
soldagens em que estes gases estão envolvidos, uma significante perda de
11
elementos de liga e impurezas é observada no metal fundido ao arco, pela interação
com o oxigênio. A razão da oxidação do metal pelo gás de proteção depende da
composição de ambos e dos parâmetros de soldagem. A capacidade do gás de
proteção oxidar um metal durante a soldagem é geralmente chamada de potencial
de oxidação (NOVOZHILOV, 1988).
STENBACKA e PERSSON (1989) e VAIDYA (2002) comentam que tanto o
CO2, quanto o O2, quando presentes no gás de proteção, aumentam o conteúdo de
oxigênio no metal de solda. Entretanto, o efeito desses gases é desigual, ou seja, o
potencial de oxidação (PO) varia com a percentagem volumétrica dos mesmos na
mistura. O potencial de oxidação também influi na fluidez da poça de fusão, ou seja,
na facilidade em que o metal líquido se desloca sobre o metal de base, volume de
fumos, tenacidade e resistência mecânica do metal de solda, entre outros fatores.
Fórmulas empíricas tem sido desenvolvidas , na tentativa de relacionar o PO com o
oxigênio no metal de solda, sendo que o International Institute of Welding (IIW)
apresenta a seguinte relação, que se aplica para um máximo valor de CO2 de 25% e
máximo valor de O2 de 12,5%:
PO = %O2 + (%CO2 / 2) Eq. 2.5
Assim, com base na equação 2.5, podemos observar que o potencial de
oxidação do CO2 nas misturas gasosas corresponde à metade do potencial de
oxidação do O2, quando este é utilizado na mistura, justificando assim a formação de
misturas comerciais de argônio com baixos teores de O2 em relação ao CO2.
Geralmente, adições de oxigênio são limitadas em 8% para minimizar os problemas
citados anteriormente, sendo que esta pequena quantidade garante seus benefícios
operacionais (LYTTLE e STAPON,1990).
2.2.5 Tensão Superficial
A tensão superficial, que pode ser definida como a força agindo por unidade de
comprimento numa superfície líquida (no SI, medida em N/m), representa importante
função na soldagem por fusão. Forças de tensão superficial são significantes na
12
transferência do metal líquido do eletrodo para o metal de base, na formação e na
fluência da poça de fusão (LANCASTER, 1986, STENBACKA e PERSSON, 1989).
LANCASTER (1986), para explicar a tensão superficial, cita que no interior de
um líquido ou sólido, os átomos ou moléculas estão em equilíbrio e encontram-se
unidos através de forças de atração mútua. Em geral, estas forças existem em todas
as direções dos átomos, o que nos leva a concluir que nas superfícies dos materiais,
deverão existir forças que não encontram-se na condição de equilíbrio (resultante
nula), que resultam em uma tensão na superfície do material. Devido a isto, a
superfície de um líquido tende a contrair-se para o menor tamanho possível,
formando gotas ou bolhas, na ausência de restrição externa.
O trabalho necessário para aumentar a interface (molhabilidade) entre um
líquido e um sólido, é chamado de energia de superfície interfacial e a força
correspondente é a tensão superficial interfacial (LANCASTER, 1986). O conceito do
metal de adição molhar as superfícies que irá unir está associado à dissolução
deste, formando uma união metalúrgica com o metal base (MACHADO, 1996). A
molhabilidade, na soldagem, depende das interações químico-físicas que ocorrem
entre o metal de adição, no estado líquido, e a poça de fusão, ou desta com o metal
base (AWS, 1991).
A figura 2.3 representa um líquido sobre a superfície plana de um sólido, onde
se constata que um molhamento perfeito geralmente não acontece, pois sobre a
superfície sólida forma-se uma gota séssil (sustentada apenas por tensão
superficial), a qual possui um ângulo de contato ou de molhamento (θ) definido
entre as fases líquida e sólida.
Figura 2.3 – Forças interfaciais para uma líquido (A) sobre a superfície plana de
um sólido (B) (LANCASTER, 1986).
13
O valor do ângulo de molhamento, mostrado na figura 2.3, é obtido pela
chamada equação de Young-Dupré (MACHADO, 1996):
θγγγ cos×+= AABB Eq. 2.6
onde: γA= energia livre de superfície líquido/vapor (J/m2);
γB= energia livre de superfície sólido/vapor (J/m2);
γAB= energia livre de superfície líquido/sólido (J/m2).
MACHADO (1996) comenta que não ocorrerá molhamento se o ângulo de
molhamento (θ) exceder 900, sendo este fato resultado de γAB ser maior do que γB,
com a gota tomando a forma esferoidal. No entanto um molhamento completo
somente será possível ocorrer, se o ângulo de contato for igual a zero e as tensões
superficiais interfaciais assumirem o seguinte comportamento:
AABB γγγ +≥ Eq. 2.7
JÖNSSON, MURPHY e SZEKELY (1995) comentam que a adição de oxigênio
no gás de proteção, para a soldagem dos aços, melhora a molhabilidade da poça de
fusão sobre o metal de base. Boas condições de molhabilidade são atingidas se o
ângulo de molhamento (θ) for pequeno. Quando o oxigênio está presente no gás de
proteção o valor deste ângulo diminui, devido à presença de um filme de óxido de
silício (SiO2) na poça de fusão dos aços. O óxido de silício permite uma maior
molhabilidade por apresentar um baixo valor em sua tensão superficial (0,2 a 0,26
N/m) comparada com a dos aços (1,7 a 1,9 N/m).
2.3 Soldagem ao Arco Elétrico com Proteção Gasosa GMAW
2.3.1 Fundamentos do Processo
O processo GMAW (Gas Metal Arc Welding), também conhecido como
MIG/MAG, é um dos processos de soldagem mais utilizados em todo o mundo, por
reunir características como alta produtividade e confiabilidade das soldas
14
produzidas, com baixo custo de soldagem (LIAO e CHEN, 1998).
Apesar de ser conhecido há muitos anos, sendo que em 1926 foi publicado um
artigo na então Journal of the American Welding Society (hoje Welding Journal da
AWS) sobre o assunto, o processo somente se desenvolveu a partir de 1948,
utilizando gás de proteção inerte (argônio) para a soldagem do alumínio. A aplicação
sobre aços tornou-se possível, quando em 1951 foi adicionado oxigênio ao argônio e
poucos anos após (1953), introduziu-se o dióxido de carbono puro, ou em mistura,
também com o argônio (MACHADO, 1996).
STENBACKA e PERSSON (1989) comentam que o processo GMAW
desenvolveu-se rapidamente como um eficiente método de manufatura, para a
produção de muitos tipos de estruturas soldadas. Na Europa, a parcela de mercado
do processo GMAW foi de aproximadamente 30% em 1974. Esta proporção
aumentou acima de 50% em 1984. Durante o mesmo período, a proporção do
mercado do processo de soldagem com eletrodos revestidos caiu de 60% para 40%.
Mudanças similares também ocorreram no Japão e nos Estados Unidos.
As razões do rápido desenvolvimento do processo GMAW, fazendo com que
este seja hoje empregado desde em pequenas indústrias, até naquelas
responsáveis por grandes produções e/ou alta qualidade, bem como o declínio do
processo de soldagem com eletrodos revestidos, podem ser resumidas nos
seguintes fatores (MACHADO, 1996, STENBACKA e PERSSON, 1989):
(1) O metal de solda é depositado com baixo conteúdo de hidrogênio (elemento
responsável pela trinca induzida por hidrogênio nos aços com médio e alto carbono);
(2) Maior taxa de deposição, quando comparado com eletrodo revestido;
(3) Facilidade de operação;
(4) Conveniência para robotização.
AWS (1991), MARQUES (1991) e MACHADO (1996) definem a soldagem
GMAW como um processo que se baseia no estabelecimento de um arco elétrico
entre a peça e um eletrodo maciço nu consumível, continuamente alimentado, onde
a poça de fusão assim formada, o arco elétrico e o metal de adição transferido para
a solda são protegidos do contato com a atmosfera por meio de um fluxo laminar de
gás, ou mistura de gases, com caráter inerte ou oxidante (ativo), donde provém o
15
fato do processo ser geralmente denominado MIG (Metal lnert Gas), ou MAG (Metal
Active Gas).
A figura 2.4 descreve esquematicamente o processo de soldagem GMAW, de
acordo com a definição citada anteriormente pela literatura.
Figura 2.4 – Representação esquemática do processo GMAW (MARQUES, 1991).
O processo é utilizado principalmente no modo semi-automático, embora, mais
recentemente, o seu uso no modo automático, através de robôs industriais tenha
crescido muito. O seu equipamento básico inclui fonte de energia, cabos, tocha de
soldagem, alimentador de arame e seu sistema de controle, bobina de arame
eletrodo e fonte de gás de proteção com regulador de vazão (AWS, 1991).
A fonte de energia mais usada é do tipo tensão constante com alimentação de
arame à velocidade constante. Neste caso, o valor da corrente de soldagem será
influenciado indiretamente pela velocidade do eletrodo, ajustada no alimentador de
arame. Aumentando-se a velocidade de alimentação do arame, o comprimento do
arco diminui, diminuindo a impedância total do circuito e, com isso, aumentando a
corrente para fundir mais rapidamente o eletrodo. Isso caracteriza o que
convencionalmente na literatura é designado como controle interno, pois o processo
de soldagem estabiliza-se por si mesmo (MACHADO, 1996).
16
2.3.2 Modos de Transferência do Metal de Adição
A maneira em que o metal de adição fundido é transferido através do arco
elétrico para a poça de fusão, determina a quantidade de respingos e fumos
gerados, a possibilidade de se soldar em várias posições, o formato do cordão e a
própria estabilidade do processo. A característica de um modo de transferência
metálica depende basicamente dos parâmetros elétricos do arco (tipo e valor da
corrente, tensão e polaridade), da composição do gás de proteção e do diâmetro e
composição do metal de adição (STENBACKA e PERSSON,1989).
A tabela 2.2 mostra a classificação dos mecanismos de transferência do metal
em soldagem ao arco, proposta pelo International Institute of Welding (IIW), baseado
em aspectos fenomenológicos da transferência de metal usando sistema fotográfico
de alta velocidade (LANCASTER, 1986).
Tabela 2.2 – Formas usuais de transferência de acordo com o IIW (LANCASTER, 1986).
Tipo de Transferência Exemplo de Processo de Soldagem
1 – Queda livre
1.1 – Globular
1.1.1 – Gota GMAW – baixa corrente
1.1.2 – Repelida GMAW – com proteção de CO2
1.2 - Spray
1.2.1 – Projetado GMAW – corrente intermediária
1.2.2 – Em fluxo GMAW – corrente média
1.2.3 – Rotacional GMAW – corrente elevada
1.3 - Explosiva SMAW (eletrodos revestidos)
2 – Por contato
2.1 – Curto circuito GMAW – arco curto
2.2 – Contínua GTAW – com alimentação contínua
3 – Protegida por escória
3.1 – Guiada pela parede SAW (arco submerso)
3.2 – Outros modos SMAW, FCAW, ESW
17
Diversas formas de transferência de metal são observadas na tabela 2.2 para
os diferentes processos e condições operacionais. STENBACKA e PERSSON
(1989) sugeriram a simplificação dos mecanismos de transferência do metal, para o
estudo do processo GMAW, em dois grupos principais: transferência por queda livre
e por curto circuito.
Vários trabalhos descrevem teorias para explicar o mecanismo de formação da
gota e transferência do metal para a poça de fusão, no processo de soldagem
GMAW. MODENESI (2001) define as três formas principais de transferência do
metal em soldagem GMAW como:
(1) Transferência por curto-circuito, a qual ocorre na soldagem com um
pequeno comprimento do arco (baixa tensão) e, em geral, com uma baixa corrente.
Nesta forma de transferência, a ponta do eletrodo atinge periodicamente a poça de
fusão, ocasionando um curto-circuito e a extinção do arco. Com o curto-circuito, a
corrente eleva-se rapidamente, aquecendo o eletrodo por efeito Joule e aumentando
a sua fusão. Ao mesmo tempo, o metal fundido tende a se transferir para a poça de
fusão por ação da tensão superficial e de forças de origem eletromagnética. Com
isto, o curto-circuito é rompido e o arco é restabelecido.
(2) Transferência globular, caracterizada pela formação, na ponta do eletrodo,
de grandes gotas de metal líquido (diâmetro superior ao do eletrodo) que se
transferem sob a ação da gravidade para a poça de fusão com uma baixa freqüência
(10-1 a 100 gotas/s). Com um gás de proteção a base de argônio, esta forma de
transferência é observada para baixas correntes e tensões elevadas. O metal líquido
formado na ponta do eletrodo mantém-se preso a este por ação da tensão
superficial. Com o aumento do tamanho da gota, seu peso aumenta e causa a sua
separação do eletrodo. Como a transferência globular depende da gravidade e está
associada com um arco instável e grande volume de respingos, o seu uso no
processo GMAW é limitado.
(3) Transferência spray, obtida com gás de proteção rico em argônio, acima do
nível de corrente da transferência globular, chamado de corrente de transição (Ic),
onde ocorre uma rápida redução do diâmetro das gotas de metal transferido, ao
18
mesmo tempo em que o arco de soldagem passa a envolver completamente a ponta
do eletrodo, conferindo-lhe uma forma cônica. A transferência passa a ser dominada
por forças eletromagnéticas, tende a ser muito estável e produzir poucos respingos.
Com base na literatura (AWS, 1991, MARQUES, 1991, MACHADO, 1996), à
medida que se aumenta a corrente de soldagem, o diâmetro médio das gotas de
metal líquido que se transferem para a poça de fusão diminui, até que acima de uma
faixa (corrente de transição), há uma mudança no modo de transferência, que passa
de globular para spray.
A figura 2.5 apresenta o comportamento da transferência metálica no processo
GMAW em função da variação da corrente.
Figura 2.5 – Variação do diâmetro e do número de gotas transferidas por unidade de
tempo com a corrente de soldagem (MARQUES, 1991).
A figura 2.5 mostra que para valores de corrente inferiores à corrente de
transição, o volume das gotas formadas é grande e a freqüência de transferência é
baixa, observando-se que com o aumento da corrente as suas variações são muito
pequenas. Na faixa de corrente de transição tem-se variações bruscas e
significativas, ou seja, um pequeno aumento na corrente gera um grande aumento
na freqüência de transferência das gotas e uma queda acentuada no volume das
gotas. Acima da corrente de transição as suas variações voltam a ser pequenas
(MARQUES, 1991).
Vo
lum
e e
Nú
mer
o d
e g
ota
s tr
ansf
erid
as
Corrente
19
MODENESI (2001) comenta que a transferência spray apresenta excelentes
características operacionais, porém a necessidade de correntes relativamente altas
(acima de Ic), limita seu uso à soldagem de juntas de maior espessura e na posição
plana. Para outras condições, trabalha-se, usualmente, com transferência por curto
circuito, a qual tende a ser menos estável, gera maior quantidade de respingos, além
de ser sensível à formação de defeitos de falta de fusão.
2.3.3 Forças que Atuam na Transferência Metálica
A teoria mais difundida para o estudo da transferência de metal, em um arco
elétrico de soldagem, é baseada no equilíbrio estático das forças atuando numa gota
de formato esférico formada na ponta fundida do eletrodo, assumindo como zero o
fluxo de metal. As principais forças que atuam na ponta do eletrodo e contribuem
para a transferência de metal são: força gravitacional (Fg); força eletromagnética
(Fem); tensão superficial (Fγ); força de arraste pela passagem de gases (Fa); força de
reação à jatos de vapores ou ao jato de plasma (FV). Esta teoria afirma que o
destacamento de uma gota de metal líquido da ponta de um eletrodo ocorre quando
as forças de destacamento na gota excedem as forças que a retém (LANCASTER,
1986, QUINTINO e PIRES, 1996, MODENESI, 2001).
A figura 2.6 apresenta as principais forças que podem atuar na ponta do
eletrodo e contribuir para a transferência de metal.
Figura 2.6 – Ação das forças sobre o metal líquido na ponta do eletrodo
(MODENESI, 2001).
20
Com base na figura 2.6, podemos considerar que uma gota na ponta do
eletrodo se destacará deste quando o balanço das forças atuando nesta passar a
apresentar uma resultante que a afaste do eletrodo. Então esta condição de
destacamento ocorrerá quando (MODENESI, 2001):
Vaemg FFFFF +>++ γ Eq. 2.8
2.3.4 Gases de Proteção Utilizados na Soldagem GMAW
No processo GMAW, o gás de proteção, além de proteger a região que está
sendo soldada da contaminação pelo ar atmosférico, exerce uma influência
marcante na estabilidade do processo de soldagem, nas características
operacionais, nas características geométricas do cordão e nas propriedades do
metal depositado (LIAO e CHEN, 1998).
Assim, o tipo de gás usado constitui uma variável importante na determinação
da qualidade da solda e na produtividade do processo. Os gases comumente
usados para fins de proteção são argônio, hélio , dióxido de carbono, oxigênio,
hidrogênio e nitrogênio, sendo estes três últimos usados em proporções
relativamente pequenas em misturas, sobretudo a base de argônio (AWS, 1991).
QUINTINO e PIRES (1996) comentam que o desenvolvimento dos gases para
aplicações em soldagem tem sofrido um grande impulso, principalmente por duas
razões: para aumentar a produtividade e para melhorar as características
metalúrgicas da junta soldada. O usuário pode, no entanto, não alcançar os
resultados esperados, na aplicação da mistura do gás de proteção para soldagem,
face as dificuldades quando na escolha do gás, devido a falta de informações
detalhadas, sobre as características operacionais destes gases.
As misturas binárias, ternárias e até mesmo quaternárias utilizadas
comercialmente nas aplicações industriais de soldagem, são fornecidas por
empresas especializadas, que oferecem uma gama muito pequena de produtos
catalogados. Estas misturas são utilizadas para associar as características de cada
gás, trazendo vantagens aos processos de soldagem. A preparação das misturas
gasosas tem sido uma atividade exclusiva destas empresas, o que limita as
21
possibilidades de pesquisa neste campo (QUINTINO e PIRES, 1996).
Tem havido recentemente, na Europa e nos Estados Unidos, um maior
interesse por misturas complexas, particularmente aquelas contendo hélio, buscando
um aumento da produtividade do processo. Em nosso país, o elevado custo do hélio,
em um mercado comparativamente pequeno, tem inibido o desenvolvimento de
pesquisas que possam resultar num aumento da gama de misturas comerciais
complexas, que venham satisfazer fabricantes e consumidores finais (MODENESI e
SILVA, 1995).
O International Institute of Welding (IIW) classifica os gases de proteção para
soldagem em sete grupos, de acordo com a composição e conteúdo de oxigênio no
metal de solda depositado pelos mesmos, conforme mostrado na tabela 2.3.
Tabela 2.3 Classificação dos gases para o processo GMAW de acordo com o IIW (NOVOZHILOV,1988).
Grupo Índice N0 de
Gases
CO2
Gases
O2
(%)
Ar
He
H2
Tipo Conteúdo Típico de O2
no Metal de Solda
1 1 - - - - 100 I1
2 2 - - 85 à 95 - R* Redutores -
1 1 - - 100 - -
2 1 - - - 100 - I2
3 2 - - 25 à 75 R -
Inertes < 0,02 %
1 2 - >0 à 2 R - -
2 2 > 0 à 4 - R - - M1
3 3 > 0 à 4 >0 à 2 R - -
Pouco
Oxidantes < 0,025 %
1 2 - >2 à 5 R - -
2 2 >4 à 10 - R - - M2
3 3 >0 à 10 >2 à 5 R - -
Oxidantes < 0,035 %
1 2 - >5 à 12 R - -
2 2 10 à 25 - R - - M3
3 3 10 à 25 >0 à 12 R - -
Mais
Oxidantes < 0,045 %
1 2 - > 12 R - -
2 2 > 25 - R - - M4
3 3 0 à >25 0 à >12 R - -
Idem < 0,054 %
C1 1 1 100 - - - - Muito
Oxidantes ~ 0,06 à 0,07 %
* = Restante
22
A classificação dos gases para o processo GMAW apresentada na tabela 2.3
leva em consideração o potencial de oxidação dos gases ou misturas gasosas, o
qual é definido por NOVOZHILOV (1988) como a capacidade do gás de proteção
oxidar um metal durante a soldagem. Podemos observar que o aumento do CO2 e
O2 na composição da mistura resultará em maiores teores residuais de oxigênio no
metal de solda, pela elevação do potencial de oxidação. De acordo com JÖNSSON,
MURPHY e SZEKELY (1995) e STENBACKA e PERSSON (1989) a tenacidade do
metal de solda aumenta quando seu conteúdo de oxigênio é reduzido. Isto ocorre
porque as inclusões de óxidos no metal de solda serão poucas e menores. O uso de
um gás de proteção com elevado potencial de oxidação também pode resultar em
porosidade no metal de solda.
A - Gases Inertes
O argônio é um gás incolor, inodoro, insípido, monoatômico e é um dos gases
inertes da última coluna da tabela periódica. Isto significa que ele não reage com
outros elementos para formar compostos. Ele é obtido da atmosfera, embora a
quantidade deste seja somente de 0,934% na mesma. O argônio é facilmente
separado como um sub-produto, durante a produção em larga escala do oxigênio e
nitrogênio puro, estando este disponível a um custo modesto (TUSEK e SUBAN,
2000).
Embora só exista uma pequena proporção do gás hélio na atmosfera (uma
parte em 186.000) e em certos minerais, um gás natural extraído de lugares
profundos no Canadá e nos Estados Unidos é a maior fonte do hélio, justificando
assim seu custo elevado. A separação do hélio do gás natural é realizada pela
liquefação e fracionamento, sendo que a pureza deste para ser aplicado na
soldagem é de 99,99% (LINNERT, 1994).
De acordo com a literatura (AWS, 1991, WAINER, et al., 1992, JÖNSSON,
EAGAR E SZEKELY, 1995, MACHADO, 1996, VAIDYA, 2002), embora o argônio e
o hélio sejam ambos gases inertes, suas propriedade físicas (principalmente o
potencial de ionização e a condutividade térmica) são bastante dissimilares. Esses
gases são utilizados puros ou combinados entre si, visando aproveitar
características de cada um deles, tais como:
23
(1) O argônio possui menor potencial de ionização (15,755 eV) quando
comparado com o hélio (24,580 eV), permitindo uma fácil iniciação do arco elétrico
de soldagem bem como grande estabilidade à este. Porém, para uma mesma
corrente de soldagem, a tensão do arco é maior com hélio do que com argônio
devido ao hélio ser um gás de maior potencial de ionização, resultando em uma
maior geração de energia de soldagem.
(2) A geometria do cordão de solda (largura, altura e profundidade de
penetração) assume características bastante diferenciadas quando o argônio ou o
hélio é utilizado como gás de proteção. O argônio produz cordões com muito maior
penetração no centro do que nas bordas, devido a baixa condutividade térmica deste
gás manter a coluna de plasma com maior temperatura no centro. Utilizando-se hélio
como gás de proteção o cordão de solda apresenta uma grande penetração e
uniformemente distribuída, devido o calor ser distribuído na junta a ser soldada, por
sua maior condutividade térmica e requerer maior energia para sua estabilidade, em
função do alto potencial de ionização.
(3) A transferência metálica na forma spray é mais prontamente obtida com
argônio do que com hélio, devido o argônio apresentar menor condutividade térmica
nas temperaturas do arco elétrico, conforme apresentado no item 2.2.3 e
exemplificado pela figura 2.2(b).
A figura 2.7 ilustra qualitativamente as características do cordão de solda e a
possibilidade de obtenção da transferência spray, quando utiliza-se uma mistura de
Ar+He. Na figura 2.7(a), utilizando-se argônio puro como gás de proteção, verifica-se
que a penetração obtida é centralizada e que a transferência de metal ocorre na
forma de spray. A figura 2.7(b) mostra uma penetração de solda com distribuição
uniforme, sem que a forma de transferência seja afetada. Na figura 2.7(c) verifica-se
a mudança na forma de transferência metálica, que passa a ser globular e a forma
do cordão passa a ter uma reforço excessivo (AWS, 1991).
24
Figura 2.7 – Características do cordão de solda e forma de transferência em função
do tipo de gás ou mistura utilizada: (a) Ar; (b) Ar+He e (c) He (AWS, 1991).
O argônio ou hélio puro são usados em muitas aplicações de soldagem dos
metais não ferrosos, pois na soldagem dos aços apresentam um arco irregular,
como comentado no item 2.2.4. O hélio puro geralmente tem seu uso restrito à
aplicações especiais, como, por exemplo, para produzir soldas com altas
velocidades e maiores penetrações em materiais de alta condutividade térmica
(alumínio, magnésio e cobre), devido sua limitação quanto à estabilidade do arco,
por apresentar maior potencial de ionização e maior custo (AWS, 1991).
B - Gases Oxidantes
LYTTLE e STAPON (1990) e JÖNSSON, MURPHY e SZEKELY (1995)
comentam que a adição de O2 e/ou CO2 no gás inerte, para a soldagem dos
materiais ferrosos pelo processo GMAW, melhora a estabilidade do arco, por
promover a fixação da região catódica (junto ao metal de base) e melhora as
características de molhabilidade da poça de fusão, aumentando a sua fluidez,
resultando em cordões de solda com menor reforço e maior largura, devido à
redução da tensão superficial na interface líquido/sólido, aumentando a qualidade e
produtividade na soldagem. A composição química dos arames/eletrodos utilizados
para a soldagem dos aços contém grandes quantidades de silício, o qual atua como
desoxidante na poça de fusão, gerando um filme líquido de óxido de silício (SiO2) na
25
superfície desta. O óxido de silício aumenta a molhabilidade (ângulo de molhamento
(θ) pequeno) e a fluidez da poça de fusão por apresentar baixo valor de tensão
superficial (0,2 a 0,26 N/m).
Misturas de argônio com baixos teores de CO2 permitem a obtenção da
transferência do metal de adição na forma spray. Com o progressivo aumento da
quantidade de CO2 na mistura (acima de 10%), a ocorrência desta forma de
transferência começa a tornar-se difícil, em função do aumento na corrente de
transição (Ic), sendo que, para proporções maiores que 25% deste componente,
torna-se impossível a obtenção da transferência spray. Isto ocorre devido à alta
condutividade térmica e baixa condutividade elétrica do gás não permitir a
concentração de elétrons na ponta do eletrodo, gerando o rebaixamento da coluna
de plasma. Assim misturas contendo altas porcentagens de CO2 não são utilizadas
para operar em arco pulsado ou transferência spray (VAIDYA, 2002).
De acordo com a literatura (AWS, 1991, WAINER et al., 1992, DILLENBECK e
CASTAGNO, 1987) o dióxido de carbono é um gás reativo utilizado na sua forma
pura para soldagem em aços carbono e baixa liga. É o único gás reativo usado sem
mistura de gás inerte para proteção de soldas no processo de soldagem GMAW. A
grande penetração na junta soldada e o baixo custo são as características que
estimulam o uso do CO2 como gás de proteção. De modo geral, comparando-se com
uma proteção gasosa rica em argônio, a proteção do arco com CO2 produz um
cordão de solda com maior penetração, porém com aspecto superficial irregular, em
função de sua baixa condutividade elétrica que produz um arco instável e violento.
Soldas muito robustas são obtidas, mas as propriedades mecânicas do metal
depositado podem ser afetadas negativamente, devido ao alto potencial de
oxidação natural do arco causar a diminuição do teor de elementos de liga do metal
fundido e gerar grande quantidade de inclusões de óxidos.
No uso de misturas de argônio com O2, a transferência spray é obtida para uma
larga faixa de parâmetros de soldagem. Adições de O2 até 8% podem ser usadas
para aumentar a temperatura do arco, por conferir maior resistividade elétrica ao
mesmo, proporcionando arcos com maior comprimento e menores comprimentos
energizados do eletrodo. Também a velocidade de soldagem pode ser aumentada,
por reduzir a tensão superficial da poça de fusão, conferindo maior molhabilidade no
26
cordão de solda. Contudo, o perfil de penetração centralizado, gerado por mistura de
argônio e oxigênio, pode resultar na falta de fusão nas paredes do chanfro, tendo
ainda como desvantagem o alto potencial de oxidação, que proporciona a queima de
elementos de liga do metal de solda, afetando suas propriedades mecânicas e
resultando na formação de uma camada oxidada, que é firmemente aderida à
superfície do cordão (QUINTINO e PIRES, 1996).
C - Outros Gases
Por possuir o mais alto calor específico entre os gases utilizados na soldagem
com proteção gasosa e alta condutividade térmica, o hidrogênio é adicionado em
pequenas quantidades (0,5 a 5%) às misturas de Ar+O2 ou CO2 para a soldagem de
aços inoxidáveis austeníticos, aumentando a tensão do arco, gerando mais calor e
aumentando a penetração do cordão (MACHADO, 1996, TUSEK e SUBAN, 2000).
Conforme comentam TUSEK e SUBAN (2000), pelo fato do hidrogênio ser um
gás redutor, quando combinado com oxigênio retarda a formação de óxido na
superfície da camada final da solda, resultando em um cordão de solda limpo e de
melhor aparência.
Embora os benefícios citados anteriormente sejam muito úteis na soldagem
dos aços de alta liga, o hidrogênio é raramente adicionado como gás de proteção na
soldagem de aços carbono e baixa liga. Adições de hidrogênio no gás de proteção
para a soldagem de aços endurecíveis induz à formação de trincas por hidrogênio,
quando associadas ao estado de tensão da junta soldada e à formação de uma
microestrutura frágil, característica nestes materiais. Também a adição de
hidrogênio, em níveis superiores a 5%, causa porosidade no metal de solda, então
os pequenos benefícios da sua utilização podem não compensar o risco do
comprometimento na qualidade da solda (LINNERT, 1994).
O nitrogênio é considerado quase que como um gás inerte na soldagem a arco
de certos metais não-ferrosos, como por exemplo o cobre, por fornecer uma
proteção não-oxidante. Porém quando aplicado para aços, misturas de argônio com
4 a 6% de nitrogênio resultam em porosidade no cordão de solda. O nitrogênio é
obtido em grande quantidade, a um custo relativamente baixo, como um sub-produto
da produção do oxigênio puro (LINNERT, 1994).
27
Segundo LINNERT (1994) e MACHADO (1996), se o nitrogênio entra em
contato com a poça de fusão de aços, a quantidade de nitrogênio na sua forma
molecular absorvida é relativamente pequena, somente 0,05%. Contudo, o
nitrogênio molecular no arco de soldagem é prontamente dissociado, dando origem
ao nitrogênio atômico, o qual é mais facilmente dissolvido no aço. Isto explica porque
o nitrogênio é utilizado, na soldagem dos aços, geralmente como gás de proteção da
raiz da solda (gás de purga), no lado oposto ao chanfro da junta soldada, onde o gás
é isolado do arco.
2.4 Soldagem GMAW do Aço Carbono
Os aços carbono, juntamente com os aços de baixa liga, representam cerca de
95% dos metais de construção e fabricação usados mundialmente. Suas
propriedades mecânicas, variáveis dentro de uma ampla faixa de valores,
combinadas com baixo custo e facilidade de fabricação, são levados em conta para
sua ampla aplicação. Por causa de suas qualidades, o aço carbono é uma excelente
escolha para equipamentos, veículos, pontes, construções, vasos de pressão,
estruturas, navios e uma ampla variedade de produtos. O extensivo uso industrial do
aço carbono significa que a soldagem deste material também é muito comum.
Portanto considerações a respeito de sua soldabilidade e procedimentos de
soldagem, são necessários como orientação para evitar problemas na sua soldagem
(AWS, 1998).
Conforme cita a literatura (MACHADO, 1996, AWS, 1998), o gás ativo CO2 é
largamente empregado na soldagem GMAW dos aços carbono, principalmente para
os de baixos teores de carbono, devido ao seu baixo custo em relação a outros tipos
de gases de proteção, tendo como principal característica operacional a grande e
uniforme penetração na junta soldada, conforme apresentado anteriormente no item
2.2.3. No entanto, nas altas temperaturas alcançadas pelo arco elétrico de soldagem
neste processo, o CO2 decompõe-se em CO e O2, gerando uma atmosfera
altamente oxidante, quando ocorre a seguinte reação endotérmica:
( )JOCOCO 5663522 22 −+⇔ Eq. 2.9
28
Nesta atmosfera oxidante o ferro líquido do metal de adição e da poça de fusão
combina-se com o oxigênio livre formando FeO e reage com o carbono para formar
o CO, conforme a seguinte reação (MACHADO, 1996):
↑+→+ COFeCFeO Eq. 2.10
Como a solidificação do metal de solda é bastante rápida, o monóxido de
carbono resultante pode ficar aprisionado em seu interior, formando porosidades.
Para minimizar este efeito, costuma-se utilizar, na soldagem GMAW com proteção
gasosa contendo gases ativos (CO2 ou O2), arames/eletrodos contendo
desoxidantes como o silício e/ou manganês, que reagem com o FeO, através das
seguintes reações (OKUMURA e TANIGUCHI, 1982):
222 SiOFeFeOSi +→+ Eq. 2.11
MnOFeFeOMn +→+ Eq. 2.12
Verifica-se que as reações representadas pelas equações 2.11 e 2.12 inibem a
reação da equação 2.10, impedindo a formação do CO e, consequentemente,
diminuindo a porosidade. Por estas razões, os arames/eletrodos para a soldagem
dos aços carbono com proteção de CO2 costumam conter silício e manganês em
porcentagens superiores às utilizadas com misturas gasosas de baixo potencial de
oxidação.
LYTTLE e STAPON (1990) comentam que, freqüentemente, se faz uma falsa
economia quando o CO2 puro é aplicado no processo de fabricação, apenas em
função do seu baixo custo comparado com outras misturas de gases aplicadas na
soldagem GMAW, pois os resultados alcançados com CO2 puro podem acarretar em
maiores custos com acabamentos (cordões de solda irregulares, com grande
quantidade de respingos e convexidade excessiva), posteriores a soldagem, para
garantir a qualidade do produto. Quando o CO2 puro é aplicado, complexas
interações de forças ocorrem nas gotas de metal fundido na ponta do arame
eletrodo, conforme apresentadas anteriormente no item 2.3.3, associadas à
instabilidade de um arco elétrico violento, que necessita de altas correntes para
29
compensar a baixa condutividade elétrica do gás, que transferem o metal do
eletrodo na forma globular gerando excessiva quantidade de respingos de grande
volume. Por ser o CO2 puro um gás de proteção de alto potencial de oxidação, existe
a necessidade de grande quantidade de elementos desoxidantes no arame/eletrodo,
para evitar porosidade e para manter o nível de resistência mecânica da solda, que
pode ser afetada pelas reações de oxidação que possam ocorrer durante a
soldagem.
Tradicionalmente, misturas de Ar+CO2 tem sido utilizadas para muitas
aplicações de soldagem em aços carbono, por permitir grande estabilidade do arco
elétrico, reduzindo assim a quantidade de respingos, melhorando a qualidade das
soldas, quando comparadas com as executadas com CO2 puro. No entanto
pesquisas para variadas espessuras de chapas de aço carbono mostram que novas
misturas ternárias de gases (Ar+CO2+O2; Ar+He+CO2; Ar+He+O2) podem otimizar a
performance da soldagem e diminuir os custos através do aumento da produtividade
(LYTTLE e STAPON, 1990).
Figura 2.8 – Velocidades ótimas de soldagem em função da composição do
gás de proteção utilizado na soldagem GMAW (STENBACKA e PERSSON, 1989).
CO2
Ar+8%CO2
Ar+20%CO2
Ar+5%CO2+5%O2
35
40
45
50
Composição da mistura gasosa
Vel
oci
dad
e d
e so
ldag
em (
cm/m
in)
30
A figura 2.8 mostra os resultados da pesquisa realizada por STENBACKA e
PERSSON (1989) que buscaram velocidades de soldagem otimizadas, para
diferentes composições de gases utilizados na soldagem GMAW mecanizada. Estes
resultados indicam ser possível aumentar a velocidade de soldagem
consideravelmente, alterando-se a composição do gás de proteção. Pela mudança
da composição dos gases, foi possível melhorar a estabilidade do arco e as
características de molhabilidade da poça de fusão, aumentando a sua fluidez, e
assim, diminuindo a convexidade dos cordões solda.
2.4.1 Soldabilidade do Aço Carbono
O termo soldabilidade está relacionado à facilidade com que um material pode
ser soldado usando um processo específico para obtenção da junta soldada. A
soldabilidade é afetada por todas as variáveis significantes encontradas em
fabricação ou serviço. Estas variáveis incluem restrição da junta, condições
superficiais do material, características de montagem, tensões de serviço e aspectos
metalúrgicos (AWS, Welding Handbook, v.1, 2001).
O aquecimento gerado pelo fluxo de calor, no processo de soldagem por fusão,
causa alterações na microestrutura e nas propriedades mecânicas da região
adjacente ao cordão de solda, conhecida como zona afetada pelo calor (ZAC). A
microestrutura resultante na ZAC vai depender da composição química do aço e das
condições de aquecimento e resfriamento a que este tenha sido submetido durante
a soldagem. Em alguns aços carbono, o ciclo térmico de soldagem pode resultar na
formação da microestrutura martensítica no metal de solda (zona fundida) e na ZAC.
A quantidade de martensita formada e a dureza do aço dependerá da sua
porcentagem de carbono e do ciclo térmico imposto pela soldagem (AWS, 1998).
A transformação martensítica e a alta dureza resultante pode levar à ocorrência
de trincas na ZAC e no metal de solda se o metal não puder escoar plasticamente
para aliviar as tensões de soldagem. O grau de endurecimento na ZAC é uma
importante consideração que determina a soldabilidade do aço carbono. A
soldabilidade do aço e a resistência à trincas por hidrogênio geralmente diminuem
com o aumento dos teores de carbono e da quantidade de microestrutura
martensítica no metal de solda e na ZAC (WAINER et al., 1992).
31
2.4.2 Zona Fundida
A microestrutura da zona fundida é muito diferente da microestrutura do metal
de base, apesar de apresentarem composições químicas similares. As diferenças
nas microestruturas não estão relacionadas às composições químicas, mas sim aos
fenômenos envolvidos na solidificação. A solidificação de um lingote (metal de base)
é um fenômeno típico de nucleação e crescimento de grãos, enquanto que numa
poça de fusão em soldagem (metal de solda) observa-se praticamente apenas
crescimento, isto é, a solidificação continua a partir dos grãos parcialmente fundidos
do metal de base, contidos na zona de ligação (interface metal base/metal de solda).
A microestrutura do metal de base é o resultado do processo de fabricação do
material, que pode fazer com que este tenha passado por processos de
conformação plástica e múltiplas recristalizações. Já o metal de solda não sofre
deformação mecânica, sua microestrutura e propriedades mecânicas são resultado
direto da seqüência de reações com gases e com fases líquidas não-metálicas
(escórias e fluxo) durante a soldagem e daquelas que ocorrem durante a
solidificação da solda, considerando ainda as influências dos ciclos térmicos de
soldagem (SVENSSON, 1994, AWS, Welding Handbook, v.1, 2001).
Na soldagem dos aços carbono, o metal de solda começa a solidificar-se à
temperaturas inferiores a 1500°C, sob condições de super-resfriamento
constitucional (queda na temperatura de solidificação quando a composição química
muda na interface sólido/líquido em função da segregação de soluto). Isto significa
que a força que conduz para o crescimento do material solidificado é devida ao
acúmulo de soluto no metal fundido na interface sólido/líquido, fazendo com que a
temperatura de solidificação seja mais baixa na interface do que no líquido de
concentração inicial (SVENSSON, 1994). As posições locais da interface onde o
super-resfriamento constitucional é menor crescem preferencialmente. O acúmulo de
soluto no líquido adjacente à interface sólido/líquido ocorre por não haver tempo
suficiente, durante a solidificação, para este soluto se difundir no líquido. O excesso
de soluto é rejeitado na interface sólido/líquido em avanço (OHNO, 1988).
A figura 2.9 representa, esquematicamente, duas regiões (A e B) de uma
interface sólido/líquido em que ocorre a segregação de soluto no resfriamento de
forma desigual, influenciando no super-resfriamento local.
32
Figura 2.9 – Segregação de soluto junto à interface sólido/líquido (a); solidificação
preferencial na região de menor concentração de soluto (b); super-resfriamento na
região A (c); super-resfriamento na região B (d) (OHNO, 1982).
Conforme mostrado na figura 2.9(a), existe maior quantidade de soluto
segregado na região B que em A, na interface sólido/líquido que avança, devido a
irregularidades superficiais da interface. Na figura 2.9(b), verifica-se que a
solidificação ocorre preferencialmente na região A da interface, porque o super-
resfriamento é mais reduzido na região B do que em A, como mostram as figuras 2.9
(c) e (d). Em função da maior quantidade de segregação de soluto ocorrida na
região B, a variação entre a temperatura de solidificação em equilíbrio (Liquidus) e a
temperatura real de solidificação (∆T, mostrada na figura 2.9(d)), é menor do que a
variação (∆T) ocorrida na região A (figura 2.9(c)), resultando em um menor super-
resfriamento na região B dificultando a sua solidificação. Este fenômeno que ocorre
na solidificação de uma zona fundida em soldagem, vai resultar em diferentes tipos
de estruturas de solidificação, determinadas basicamente pela velocidade de
solidificação e pela concentração de soluto. Estas transformações influenciam nas
propriedades mecânicas das juntas soldadas, bem como no surgimento de trincas.
33
De acordo com a literatura (WAINER et al., 1992, SVENSSON, 1994, AWS,
Welding Handbook, v.1, 2001), entre a zona fundida e a ZAC existe uma região
parcialmente fundida, chamada de zona de ligação, com locais onde o ponto de
fusão varia devido à concentração diferenciada de elementos de liga (soluto). A
partir da zona de ligação ocorre a solidificação do metal de solda e o seu
crescimento se realiza com a mesma orientação cristalina dos grãos da região
parcialmente fundida, sendo este tipo de crescimento chamado de epitaxial. Além do
crescimento epitaxial, existe o crescimento competitivo da estrutura de solidificação,
determinado pela direção do gradiente de extração de calor e pela direção
cristalográfica mais favorável ao crescimento do reticulado cristalino no sistema
cúbico dos aços (<100>).
A figura 2.10 representa esquematicamente os fenômenos do crescimento
epitaxial e competitivo da estrutura de solidificação em uma junta soldada.
Figura 2.10 – Representação esquemática do crescimento epitaxial (entre A e 1; B e
2; C e 3) e do crescimento competitivo (entre 1, 2 e 3) (WAINER et al., 1992).
Na figura 2.10 pode ser observado que os grãos A, B e C, que fazem parte da
zona de ligação, dão origem aos grão 1, 2 e 3 (epitaxia). O grão (A) que apresentam
as duas direções coincidentes (gradiente de extração de calor e direção <100> do
reticulado cristalino) têm maior velocidade de crescimento que os demais,
caracterizando assim o crescimento competitivo dos grãos.
LINNERT (1994) comenta que quatro tipos de estruturas de solidificação que
se desenvolvem na camada inicial do metal de solda, induzidas de forma epitaxial,
podem ser identificadas. Estes modos de crescimento de grão tem sido designados
como: planar, celular, celular dendrítico e colunar dendrítico.
34
A figura 2.11 mostra os quatro tipos de estruturas de solidificação em
soldagem, ocorrendo juntamente o crescimento competitivo dos grãos, onde as
setas indicam as direções cristalográficas mais favoráveis ao crescimento dos grãos.
Figura 2.11 – Modos de estruturas de solidificação encontradas em metal de solda e
suas designações (LINNERT, 1994).
A estrutura de solidificação chamada de modo de crescimento planar, mostrada
na figura 2.11(a), recebe esta designação porque cada grão que se estende para
dentro do metal de solda, que se encontra no estado líquido, é uma continuação dos
grãos do metal de base da interface metal de base/metal de solda, sem ocorrer a
formação de subestruturas. Este tipo de estrutura é característica em metais puros,
nos quais não ocorre segregação de soluto. A solidificação celular, representada na
figura 2.11(b), ocorre quando várias células crescem paralelamente dentro de um
grão primário, dependendo das razões de composição e velocidade de solidificação
(segregação), existindo menores distâncias entre regiões ricas em soluto,
originando-se as células. O crescimento de grão celular dendrítico e o colunar
Metal Base/ZAC Solidificação Metal Fundido
Planar
Celular
Celular Dendrítica
Colunar Dendrítica
(a)
(b)
(c)
(d)
35
dendrítico, mostrados nas figuras 2.11(c) e (d), são características estruturais que
refletem as complexas interações que ocorrem durante a solidificação da interface
sólido/líquido em metalurgia. Na solidificação dos grãos primários, de forma epitaxial,
elementos de liga que são mais solúveis no líquido são rejeitados pelo material
sólido e difundidos no líquido remanecente da interface sólido/líquido, diminuindo o
ponto de fusão das regiões que sofrem maior segregação. Estas interações
ocorrendo de forma desordenada resultam no crescimento lateral das células
formadas, produzindo os braços dendríticos característicos. O super-resfriamento
constitucional desestabiliza a interface plana das células, fazendo com que cresçam
protuberâncias na interface sólido/líquido e, consequentemente, a interface deixe de
ser plana, passando esta a assumir uma forma celular dendrítica (2.11(c)), quando
pouco desenvolvidas estas protuberâncias ou colunar dendrítica (2.11(d)), quando
desenvolvem-se grandemente, dando origem à ramificações que podem até mesmo
crescerem equiaxialmente (LINNERT, 1994, SVENSSON, 1994).
2.4.3 Zona Afetada pelo Calor
A American Welding Society (AWS) define a zona afetada pelo calor (ZAC)
como a porção do metal de base que tenha sofrido alteração em suas propriedades
mecânicas ou microestrutura, causada pelo calor gerado num processo de
soldagem, brasagem ou corte térmico. Estas mudanças podem ser observadas
através das técnicas de análise que utilizam a microscopia ou medidas através de
perfis de dureza (LINNERT, 1994, AWS, Welding Handbook, v.1, 2001).
Para um aço carbono no estado recozido, dependendo dos teores de carbono
e da velocidade de resfriamento na soldagem, a região aquecida acima de 973 K,
até atingir a zona de ligação, será caracterizada como ZAC. No entanto para um aço
que tenha sido tratado termicamente por têmpera e revenido, por exemplo, na
temperatura de 588 K, a região aquecida acima de 588 K durante a soldagem
poderá ser considerada parte da ZAC, pois os ciclos térmicos de soldagem
resultarão em mudanças nas propriedades mecânicas do metal nesta região. A
resistência mecânica e a tenacidade na ZAC de uma junta soldada depende do tipo
de metal base, do processo e do procedimento de soldagem (AWS, Welding
Handbook, v.1, 2001).
36
De acordo com a literatura (WAINER et al., 1992, AWS, Welding Handbook,
v.1, 2001) ao contrário da zona fundida, na ZAC não se pode mudar a composição
química do material. É necessário empregar-se aços com teores de carbono e de
elementos de liga tais que as propriedades mecânicas definidas em projeto sejam
obtidas. No entanto, o controle dos ciclos térmicos impostos pelo processo de
soldagem é de fundamental importância para adquirir-se as propriedades mecânicas
requeridas na junta soldada, pois a ZAC pode ser dividida em várias subzonas,
dependendo do pico de temperatura e tempo de permanência à elevadas
temperaturas a que o material seja exposto.
Figura 2.12 – Regiões da ZAC de um aço carbono comum e respectivas
temperaturas (WAINER et al., 1992).
Região de Crescimento de Grão
Zona Fundida
Zona de Ligação
Região de Refino de Grão
Região Transformada Parcialmente Região de Esferoidização de Carbonetos
Metal Base Não Afetado
Zo
na
Afe
tad
a p
elo
Cal
or
(ZA
C)
1373 K
1173 K
1023 K
373 K
973 K
1773 K
1873 K
37
A figura 2.12 mostra a ZAC de um aço carbono comum normalizado que pode
ser decomposta, de acordo com a faixa de temperatura máxima atingida e ciclo
térmico sofrido num processo de soldagem, nas seguintes regiões: região de
crescimento de grão; região de refino de grão; região transformada parcialmente;
região de esferoidização de carbonetos. Também são apresentadas as suas regiões
adjacentes (metal base, zona de ligação e zona fundida).
A região de crescimento de grão na ZAC, mostrada na figura 2.12, ocorre na
faixa de temperaturas de 1373 a 1773 K, as quais permitem uma difusão bastante
rápida dissolvendo uniformemente os átomos de soluto (especialmente o carbono)
na austenita, resultando no crescimento dos grão austeníticos, que dependerá do
tempo de permanência nesta faixa de temperatura. Este crescimento dos grãos
austeníticos aumenta a temperabilidade nesta região da ZAC, por favorecer a
formação do microconstituinte martensita no resfriamento rápido da junta soldada,
onde o processo inverso à dissolução de soluto não é possível ocorrer
completamente devido a grande redução na velocidade de difusão com o
decréscimo da temperatura. O produto da decomposição da austenita no
resfriamento determinará, juntamente com o crescimento de grão, as propriedades
mecânicas dessa região (WAINER et al., 1992).
A região da ZAC que é aquecida na faixa de temperaturas entre 1173 e 1373
K, mostrada na figura 2.12, usualmente alcançam um tamanho de grão fino e
uniforme, como se o aço tivesse sido normalizado, chamada de região de refino de
grão, a qual apresenta melhores propriedades mecânicas dentre as demais regiões
da ZAC. Admite-se que para esta região a deformação causada pela transformação
da ferrita para austenita é menor, associada a temperaturas e tempos menores,
insuficientes para que ocorra a recristalização, produzindo, no resfriamento, ferrita
e/ou perlita com pequeno tamanho de grão (WAINER et al., 1992, SVENSSON,
1994).
Na região da ZAC compreendida entre as temperaturas de 1173 a 1023 K,
mostrada na figura 2.12, ocorre uma transformação parcial em austenita, onde a
perlita é austenitizada, permanecendo ainda a ferrita remanescente. Os teores dos
elementos de liga dessa austenita formada é maior que os valores nominais dos
aços carbono. Dependendo da velocidade de resfriamento, a austenita pode
38
decompor-se em perlita, bainita ou martensita, resultando em propriedades
mecânicas inferiores que as do metal base. Pouco abaixo desta região, entre 1023 e
973 K, as lamelas de cementita (região de carbonetos) da perlita podem se
esferoidizar, diminuindo a resistência mecânica numa estreita faixa da ZAC
mostrada na figura 2.12 (WAINER et al., 1992, SVENSSON, 1994).
39
3 PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS
3.1 Introdução
Este capítulo apresenta a metodologia utilizada para verificar as influências das
três misturas gasosas utilizadas neste trabalho, visando enfocar a estabilidade do
arco elétrico, morfologia dos cordões de solda e resistência ao impacto das juntas
soldadas.
A presente metodologia foi dividida basicamente em três itens, onde no
primeiro item (3.2) são apresentados os materiais e equipamentos utilizados nos
experimentos, citando suas principais características. Também neste item, justifica-
se a composição química das misturas gasosas que foram utilizadas. No item
seguinte (3.3), foram delineados ensaios preliminares, com o objetivo de determinar
os parâmetros de soldagem que permitissem a estabilidade do arco elétrico de
soldagem e uniformidade dos cordões de solda nas formas de transferência metálica
spray, globular e curto-circuito, com as três misturas gasosas testadas. No último
item (3.4), realizou-se a soldagem das juntas, com base nos resultados dos pré-
testes, das quais foram retirados corpos de prova para avaliar a resistência ao
impacto, quando cada uma das três misturas gasosas foram testadas. Após a
realização dos ensaios Charpy, procedeu-se a avaliação dos resultados obtidos com
o auxílio das técnicas de análise de materiais por microscopia ótica e eletrônica de
varredura e análises de microdureza.
3.2 Materiais e Equipamentos
3.2.1 Metal de Base
O metal de base utilizado nesta pesquisa foi o aço ASTM A516 grau 70. Este
material é comumente aplicado na fabricação de vasos de pressão, por ser um aço
que atende aos requisitos de tenacidade em serviços de moderada e baixa
temperatura, onde a graduação 70 de sua especificação corresponde à 70.000 PSI
de resistência mínima à tração. Entre os quatro tipos de chapas de aço ASTM A516,
disponíveis comercialmente (graus 55, 60, 65 e 70), o ASTM A516 grau 70 contém
40
maior teor de carbono, sendo o mais estudado atualmente por pesquisadores da
área de soldagem.
Neste trabalho foram utilizados dois tipos de corpos de prova. O primeiro,
utilizado nos pré-testes, tinha as dimensões de 0,05 x 0,15 x 0,0095 (3/8") m. O
segundo tipo media 0,08 x 0,2 x 0,019 (3/4") m, e foi utilizado nos testes de
resistência ao impacto. Os dois tipos serão abordados em maior profundidade a
seguir.
A composição química especificada pela norma ASTM A516 / A516M-86
(ASTM, 1986) para este aço em função da espessura e as propriedades mecânicas
são apresentadas nas tabelas 3.1 e 3.2, respectivamente.
Como pode ser visto na tabela 3.1, o aço ASTM A516 é um aço carbono
contendo ainda Mn, Si, P e S. O enriquecimento em carbono na composição química
deste aço, durante o processo de fabricação das chapas de maior espessura, visa
garantir os níveis de resistência mecânica, listados na tabela 3.2, contrapondo-se à
diminuição da resistência mecânica devido ao resfriamento lento durante os
processos de laminação e tratamentos de normalização.
Tabela 3.1 – Composição química (% em peso) do aço ASTM A516 (ASTM, 1986).
Máximo C por t* (mm)
Especificação 6<t<
12,5
12,5<
t<25
25<t<
50
50<t<
63
Mn Si P máx. S máx.
ASTM A516
Grau 70 0,27 0,28 0,28 0,30
0,85 a
1,20
0,15 a
0,40 0,035 0,035
* Espessura da chapa.
Tabela 3.2 – Propriedades mecânicas do aço ASTM A516 (ASTM, 1986).
Alongamento mínimo (%) em
uma medida de comprimento de: Especificação
Resistência
à tração
(MPa)
Tensão de
escoamento
mínima (MPa) 50 mm 200 mm
ASTM A516
Grau 70 485 - 620 260 21 17
41
Para verificar se a composição química da chapa de aço, utilizada nesta
pesquisa para os ensaios de resistência ao impacto, estava em conformidade com a
especificada pela norma ASTM A516 / A516M-86 (ASTM, 1986), foi realizada uma
análise química através da técnica de análise de materiais por espectrometria de
emissão ótica, em uma amostra medindo 0,03 x 0,05 x 0,019 (3/4”) m retirada de
uma região afastada por 0,1 m das bordas da chapa de aço ASTM A516 grau 70
fornecida, visando obter uma amostra isenta de influências causadas pelo corte
térmico realizado pelo fornecedor.
O resultado da análise química realizada por espectrometria de emissão ótica,
apresentado na tabela 3.3, mostrou que o material utilizado atende às
especificações da norma ASTM A516 / A516M-86 (ASTM, 1986), quando
comparados os teores obtidos com os teores dos elementos listados na tabela 3.1
(composição nominal).
Tabela 3.3 – Comparação da composição química do aço ASTM A516 grau 70.
% em peso nominal
(tabela 3.1) Elemento
% em peso obtido por
espectrometria
Máximo 0,280 Carbono 0,263
0,850 a 1,200 Manganês 1,088
0,150 a 0,400 Silício 0,166
Máximo 0,035 Fósforo 0,001
Máximo 0,035 Enxofre 0,013
Molibdênio 0,038
Cromo 0,023
Níquel 0,009
Vanádio 0,003
Nióbio 0,010
Alumínio 0,027
Estanho 0,029
Cobre 0,015
42
Os teores dos elementos listados na tabela 3.3 (% em peso), foram obtidos de
uma média de sete queimas realizadas através da técnica de análise de materiais
por espectrometria de emissão ótica. Verifica-se que os teores encontrados para os
elementos carbono, fósforo e enxofre foram próximos ao máximo especificado e que
os teores de manganês e de silício encontram-se dentro da faixa estipulada pela
norma, podendo este aço ser caracterizado como o ASTM A516 grau 70.
De acordo com a norma ASTM A-20 / A-20M-89a (ASTM, 1989), que apresenta
as especificações dos requisitos gerais para chapas de aço para vasos de pressão,
o aço ASTM A516 é recomendado para serviços em moderadas e baixas
temperaturas, sendo requerido, como propriedade mecânica suplementar, a
tenacidade. Os valores para energia absorvida no teste de impacto Charpy
criogênico, com entalhe em V, especificados por esta norma para o aço ASTM A516
grau 70 são listados na tabela 3.4.
Tabela 3.4 – Energia absorvida no teste de impacto Charpy criogênico com entalhe
em “V” para o aço ASTM A516 grau 70 (ASTM, 1986).
Mínima energia requerida Mínima temperatura (oC) para espessura t
(mm)
Média para 3
amostras (J)
Somente uma
amostra (J) t < 25 25 < t < 50 50 < t < 63
20 16 -46 -40 -35
Os valores da temperatura mínima para o teste de impacto Charpy criogênico,
mostrados na tabela 3.4, sofrem variação em função da espessura da chapa, devido
aos maiores teores de carbono em chapas mais espessas, apresentados na tabela
3.1, resultando assim em menor energia absorvida no ensaio Charpy. Portanto, a
norma torna-se menos rigorosa quanto a temperatura mínima para o ensaio.
Para avaliação do metal de base utilizado nesta pesquisa, três amostras foram
obtidas de modo a permitir a comparação com os valores mínimos de energia
absorvida no teste de impacto Charpy, requeridos pela norma ASTM A-20 / A-20M-
43
89a (ASTM, 1989) para o aço ASTM A516 grau 70, que é de 20J para a média de
três amostras, não devendo nenhuma das três amostras apresentar valor menor que
16 J de energia absorvida no ensaio. O valor médio da energia absorvida
encontrado para o metal de base foi de 27 J e o menor valor de energia absorvida
dentre as três amostras testadas foi 24 J, confirmando assim a integridade do
material utilizado nesta pesquisa.
3.2.2 Metal de Adição
O metal de adição utilizado na soldagem do aço ASTM A516 grau 70 durante
os ensaios foi o arame/eletrodo para soldagem GMAW de diâmetro 0,0012 m,
especificado pela norma AWS A5.18 (AWS, 2001), de classificação AWS ER70S-6,
onde o algarismo 70 desta classificação corresponde ao limite mínimo de resistência
à tração (ksi), para o corpo de prova ensaiado com este metal de adição, sendo
portanto compatível com a resistência à tração do metal de base (grau 70).
A composição química do arame eletrodo AWS ER70S-6, conforme o
certificado de garantia da qualidade emitido pelo fabricante do consumível aplicado,
é apresentada na tabela 3.5.
Tabela 3.5 – Composição química do arame eletrodo utilizado (% em peso).
Classificação C Mn Si P S Cr Ni Mo V Cu
AWS ER70S-6 0,0 8 1,46 0,85 0,015 0,015 0,02 0,02 0,01 0,01 0,08
Os baixos valores nos teores de carbono do metal de adição apresentados na
tabela 3.5, comparados com os do metal de base (tabela 3.1), tem como objetivo
melhorar a soldabilidade do material, por resultar em uma composição química da
zona fundida com menor carbono equivalente (CE). Já os maiores teores de Si, Mn e
Cu são adicionados ao arame eletrodo para atuarem como desoxidantes, durante a
soldagem, minimizando a formação de porosidade nos cordões de solda, conforme
reações apresentadas no item 2.4. Os demais elementos listados são residuais do
processo de fabricação do material.
44
3.2.3 Gases de Proteção
As misturas gasosas que foram utilizadas nos testes de soldagem foram
compostas por argônio, hélio, oxigênio e dióxido de carbono, sendo que as
composições e os teores de cada elemento deveriam permitir a obtenção das três
principais formas de transferências metálicas do processo GMAW (curto-circuito,
globular e spray), permitindo uma análise para a escolha de uma morfologia do
cordão de solda com penetração melhor distribuída, de forma à minimizar o
problema de falta de fusão.
No entanto, conforme apresentado nos itens 2.2.3 e 2.3.4, para obtenção da
forma de transferência metálica spray, deve haver predominância de argônio na
composição da mistura gasosa, sendo estabelecido para esta pesquisa um teor
mínimo de 80% deste gás nas misturas gasosas. O item 2.2.3 também apresenta
que o uso de um gás de proteção contendo hélio e/ou dióxido de carbono, resulta
num cordão de solda com grande penetração e uniformemente distribuída, em
função da alta condutividade térmica desses gases.
Devido aos requisitos de mínimos valores de energia absorvida nos ensaios de
impacto Charpy criogênico especificados na tabela 3.4, foram testadas duas
composições de misturas gasosas contendo baixo potencial de oxidação, o qual
pode ser calculado pela equação 2.5. O potencial de oxidação da mistura gasosa
aumenta os teores de oxigênio na junta soldada, afetando as propriedades
mecânicas desta (STENBACKA e PERSSON, 1989, VAIDYA, 2002).
Para realizar esta pesquisa, três composições de misturas gasosas foram
propostas, denominadas como: M1 (Ar+20%CO2); M2 (Ar+15%He+5%CO2); M3
(Ar+18%He+2%O2). Estas misturas foram fornecidas pelo fabricante de gases White
Martins Gases Ltda., sendo a mistura M1 comercial e as duas outras misturas (M2 e
M3), desenvolvidas especialmente para esta pesquisa, as quais foram fornecidas
com o certificado de garantia da qualidade apresentado na tabela 3.6.
45
Tabela 3.6 – Análise da composição química das misturas gasosas especiais
conforme o certificado de garantia da qualidade.
Mistura
Gasosa
Composição
da Mistura
Requisitado
(% Mol / Mol)
Reportado
(% Mol / Mol)
Incerteza da
Medição
Argônio 80 79,99 +/- 0,50 %
Hélio 15 15,00 +/- 0,50 % M2
CO2 5 5,01 +/- 0,50 %
Argônio 80 79,96 +/- 0,50 %
Hélio 18 18,03 +/- 0,50 % M3
O2 2 2,01 +/- 0,65 %
Os teores de cada elemento das misturas (% Mol / Mol), apresentados na
tabela 3.6, foram verificados utilizando o método gravimétrico e o fator de
abrangência utilizado foi k = 2. Este é um fator numérico utilizado como um
multiplicador da incerteza da medição, produzindo um intervalo com um nível da
confiança de aproximadamente 95%.
3.2.4 Equipamentos
Para a execução das soldagens pelo processo GMAW foi utilizada uma fonte
de soldagem multiprocessos, denominada INVERSAL 450, operando no modo
convencional (imposição de tensão), a qual permitiu a conexão com um sistema de
aquisição de dados que utiliza um software específico denominado OSCILOS 4,
fornecido pelo Laboratório de Soldagem (LABSOLDA) da Universidade Federal de
Santa Catarina, o qual se baseia em valores instantâneos de corrente e tensão para
fornecer a potência média do arco elétrico durante a soldagem. Este sistema de
aquisição de dados também permitiu a visualização gráfica (oscilograma) do
comportamento da corrente e da tensão em função do tempo durante as soldagens.
46
Esta ferramenta foi utilizada na avaliação da estabilidade do arco elétrico, medida
através do desvio padrão da corrente de soldagem.
Os cordões de solda foram realizados de forma automática, utilizando um
sistema de deslocamento automático da tocha de soldagem, denominado
TARTÍLOPE V1, que permitiu o controle da velocidade de soldagem (m/s),
garantindo a correta determinação das energias de soldagem aplicadas nos testes e
a repetibilidade das amostras. Durante a execução dos cordões de solda, o
computador era acionado e realizava a aquisição de dados com uma taxa de
aquisição de 28 kHz, o que garantiu analisar o comportamento da corrente e da
tensão de soldagem durante o tempo de 1.000 ms, considerado uma amostra
representativa e satisfatória para o cálculo da potência do arco e do aporte térmico,
bem como para as análises comparativas de estabilidade do arco elétrico. O
momento de início de aquisição de dados foi aleatório, não se restringindo ao início,
final ou qualquer momento específico das soldagens. O conjunto de equipamentos
citados para a realização das soldas é ilustrado nas figuras 3.1 e 3.2.
Figura 3.1 – Equipamento utilizado para realização das soldas: (1) Fonte; (2)
Cabeçote alimentador de arame; (3) Microcomputador; (4) Cilindros de gases; (5)
Controle remoto do sistema de deslocamento automático da tocha.
4
1
3
5
2
47
Figura 3.2 – Equipamento utilizado para realização das soldas: (6) Tocha de
soldagem ; (7) Chapa de teste; (8) Dispositivo eletromecânico; (9) Guia linear.
3.3 Pré-testes
Para a definição dos parâmetros de soldagem que permitissem a estabilidade
do arco elétrico, obtenção dos três tipos de transferência metálica (curto-circuito,
globular e spray), uniformidade dos cordões de solda, com as três misturas gasosas
propostas e a definição dos valores fixos das demais variáveis envolvidas no
processo, se fez necessária a realização de pré-testes, estabelecendo-se o arco
elétrico de soldagem sobre uma chapa plana de aço carbono comum.
De acordo com a literatura (STENBACKA e PERSSON,1989, AWS, 1991), as
principais variáveis de influência na estabilidade do arco, em função do tipo de
transferência metálica pretendida, e na morfologia do cordão de solda (largura, altura
e penetração), quando o processo GMAW opera no modo convencional (imposição
de tensão) são:
� Velocidade de alimentação do arame eletrodo (Valim);
� Tensão de soldagem (U);
� Velocidade de soldagem (v);
� Distância do bico de contato à peça (DBCP);
� Tipo e vazão do gás de proteção ou mistura utilizada (Vgás).
9
6
7
8
48
No modo convencional de operação do processo GMAW (imposição de
tensão), a velocidade de alimentação do arame eletrodo está diretamente
relacionada com a corrente, através de um controle interno, abordado no item 2.3.1
deste estudo. Portanto, ajustando-se a velocidade de alimentação do arame eletrodo
obtém-se maior ou menor valor da corrente média de soldagem, considerando ainda
a compatibilidade da tensão de operação para a estabilidade do processo. Através
do software OSCILOS 4, foi obtida a potência média do arco durante a soldagem, o
qual se baseia nos valores instantâneos de corrente e tensão, onde U é a tensão de
soldagem em volts e I é a corrente média de soldagem, em ampères. A potência de
soldagem foi utilizada para determinar o valor da energia de soldagem aplicada,
definida pela literatura (LANCASTER, 1986) como a quantidade de calor adicionada
a um material por unidade de comprimento linear (E = f.U.I/v [KJ/m]), onde f é o valor
da eficiência térmica do processo (geralmente 0,8 para GMAW) e v é a velocidade
de soldagem (m/s).
O parâmetro DBCP foi determinado através da mínima medida (0,016 m), em
que o bocal da tocha de soldagem, disposto a 90 graus, pudesse acessar o fundo do
chanfro em V com ângulo de 60 graus utilizado nas juntas soldadas, apresentadas
no item 3.4, com o objetivo de alcançar maiores penetrações durante as deposições
de solda. Segundo a literatura (LANCASTER, 1986, MACHADO, 1996), a DBCP é
uma variável muito importante no processo GMAW, onde a extensão do
arame/eletrodo que fica entre o bico de contato e a peça é aquecida por efeito Joule
(I2R), causando uma queda na tensão do arco. Isso diminui a penetração e aumenta
a taxa de deposição, contribuindo para a falta de fusão nas paredes do chanfro e
entre cordões na soldagem multipasse.
Para os ensaios iniciais, utilizando a forma de transferência metálica spray, a
velocidade de deslocamento automático da tocha de soldagem foi de 40 cm/min, a
qual permitiu a estabilidade do processo de soldagem e uniformidade dos cordões
de solda, com as três misturas gasosas que foram testadas (M1, M2 e M3).
Embora a vazão do gás de proteção recomendada pela literatura (AWS, 1991)
para a soldagem dos aços carbono pelo processo GMAW, com arame eletrodo de
diâmetro 1,2 mm, seja de aproximadamente 12 l/min, em função da presença do gás
hélio em duas misturas gasosas testadas, a vazão do gás de proteção, durante os
49
procedimentos de soldagem, foi aumentada para 14 l/min, visando compensar
possível ineficiência da proteção gasosa devido à baixa densidade do gás hélio.
Com o objetivo de testar a influência da composição do gás de proteção na
morfologia do cordão, foi estabelecido uma relação entre as variáveis de influência
no processo de soldagem GMAW, citadas acima, a fim de resultar em parâmetros
que tornassem o tipo de proteção gasosa utilizada a única variável, enquanto que os
demais fatores fossem mantidos fixos, para cada uma das três formas de
transferência metálica pretendida (spray, globular e curto-circuito).
3.3.1 Transferência Metálica Spray
Conforme abordado no item 2.3.2 desse estudo, à medida que se aumenta a
corrente de soldagem, o diâmetro médio das gotas de metal líquido que se
transferem para a poça de fusão diminui, até que acima de uma faixa, denominada
corrente de transição, há uma mudança no modo de transferência, que passa de
globular para spray, quando é utilizada mistura gasosa rica em argônio. Neste caso,
para que fosse estabelecido um critério que permitisse avaliar a influência da
composição do gás de proteção na morfologia do cordão de solda, inicialmente
buscou-se trabalhar em uma corrente mínima, superior à corrente de transição, de
forma que o arco elétrico tivesse boa estabilidade operando na forma de
transferência spray, com as três misturas gasosas testadas.
Foi, então, variado o valor da tensão de soldagem de 30 até 35 volts e da
velocidade de alimentação do arame eletrodo (influenciando na corrente média) de
6,5 até 8,5 m/min, para a obtenção da mínima regulagem a partir da qual o arco
elétrico de soldagem permitiu a transferência metálica spray, com boa estabilidade,
com as três misturas gasosas testadas. Os parâmetros de soldagem que foram
aplicados nas deposições de cordões de solda, utilizando a transferência metálica
spray, são apresentados na tabela 4.1.
3.3.2 Transferência Metálica Globular
O mapeamento dos parâmetros para obtenção da transferência metálica
globular, baseou-se na mínima relação entre a tensão de soldagem e velocidade de
50
alimentação do arame/eletrodo, que foi utilizada, anteriormente, para obter a
transferência metálica spray, com as três misturas gasosas testadas.
Sabendo-se que a transferência globular é observada para baixos valores de
corrente e tensões elevadas, conforme apresentado no item 2.3.2, para cada uma
das três misturas gasosas testadas foi sendo baixado o valor da velocidade de
alimentação do arame eletrodo, que era de 0,1417 m/s (8,5 m/min), resultando numa
diminuição da corrente média de soldagem, mantendo-se, inicialmente, a tensão de
soldagem em 34 V, para obter-se a transferência globular. Este procedimento
resultou em menor taxa de deposição do arame eletrodo, afetando a uniformidade
dos cordões de solda, depositados sobre uma chapa plana de aço carbono comum.
Portanto, fez-se necessário o ajuste da velocidade de soldagem, que era de 0,0067
m/s (40 cm/min) para a transferência metálica spray, passando à ser de 0,0058 m/s
(35 cm/min) para a transferência globular.
Os demais parâmetros, a DBCP e a vazão do gás de proteção, foram mantidas
com os mesmos valores utilizados para os testes realizados com a transferência
metálica spray. Entretanto, não foi possível encontrar uma mesma relação de
valores de tensão de soldagem e velocidade de alimentação do arame/eletrodo que
permitisse a obtenção da transferência metálica globular com as três misturas
gasosas testadas, pois cada mistura gasosa apresentou uma faixa muito estreita
para ocorrência da transferência globular. Os parâmetros de soldagem que foram
aplicados nas deposições de cordões de solda, utilizando a transferência metálica
globular, são apresentados na tabela 4.3.
3.3.3 Transferência Metálica Curto-circuito
Conforme apresentado no item 2.3.2, a transferência metálica por curto-circuito
ocorre na soldagem GMAW com um pequeno comprimento do arco elétrico, ou seja,
utilizando baixos valores de tensão e valores compatíveis de corrente. Porém, com o
objetivo de minimizar o problema de falta de fusão nas soldagens a serem
realizadas, buscou-se encontrar uma relação entre a velocidade de alimentação do
arame eletrodo e a tenção de soldagem que resultasse em valores elevados de
corrente média, ou seja, buscou-se trabalhar com corrente média imediatamente
abaixo dos valores obtidos para transferência spray.
51
Assim como para a obtenção dos parâmetros para a transferência metálica na
forma globular, também baseou-se na mínima relação entre a tensão de soldagem e
a velocidade de alimentação do arame eletrodo, que foi utilizada, anteriormente,
para obter a transferência metálica spray. Para cada uma das três misturas gasosas
testadas, foi-se baixando o valor da tensão de soldagem, que era de 34 V,
resultando num encurtamento do arco elétrico, fazendo com que o arame eletrodo
entrasse em regime de curto-circuito com a poça de fusão. Posterior ajuste da
velocidade de alimentação do arame eletrodo, que era de 0,1417 m/s (8,5 m/min), foi
necessário, para permitir a estabilidade do arco elétrico com as três misturas
gasosas testadas.
Obteve-se, então, a máxima relação entre a tensão de soldagem e a
velocidade de alimentação do arame eletrodo em que o arco elétrico de soldagem
permitiu a transferência metálica por curto-circuito, com boa estabilidade e corrente
média elevada, utilizando as três misturas gasosas testadas. Os parâmetros de
soldagem que foram aplicados nas deposições de cordões de solda, utilizando a
transferência metálica por curto-circuito, são apresentados na tabela 4.5.
3.3.4 Obtenção de Amostras para Estudo da Morfologia do Cordão
Para estudar a influência da composição do gás de proteção na morfologia do
cordão de solda foi depositado um cordão de solda centralizado, no sentido
longitudinal, sobre cada um dos três corpos de prova de aço ASTM A516 grau 70
utilizado, medindo 0,05 x 0,15 x 0,0095 (3/8”) m, para cada composição de mistura
gasosa testada, totalizando nove ensaios, utilizando os parâmetros de soldagem
pré-estabelecidos para cada forma de transferência, conforme citado no item 3.3.
Após as deposições, estas chapas foram cortadas no sentido transversal após
0,05 m do início do cordão de solda, em um cortador de amostras metalográficas,
para a retirada da primeira amostra, visando obter amostras de uma região onde
tenha ocorrido a homogeneização da temperatura na chapa durante as deposições.
Mais duas amostras, espaçadas por 0,02 m, foram obtidas de cada chapa, formando
um conjunto de três amostras por cordão de solda, conforme apresentado na figura
3.3.
52
Figura 3.3 – Localização das amostras retiradas dos corpos de prova de aço ASTM
A516, para analises da morfologia do cordão de solda.
As amostras de seções transversais dos cordões de solda, foram preparadas
para a macrografia através de lixamento, utilizando lixas de granulometria adequada
(220, 320 e 400), mudando-se a direção do lixamento (90°) em cada lixa
subsequente até desaparecerem os traços da lixa anterior. Posteriormente, as
amostras foram atacadas quimicamente com uma solução de ácido nítrico e álcool
(NITAL 10%). A análise macrográfica foi realizada com o auxílio de um equipamento
analisador de imagens (Image Pro Plus), com ampliação máxima de 10 vezes,
mostrado na figura 3.4.
0,15 m
0,05
m
Descarte (0,05 m)
Am
ostr
a A
Am
ostr
a B
Am
ostr
a C
0,02 m 0,02 m 0,02 m
53
Figura 3.4 – Sistema analisador de imagens: (1) Câmera Image Pro Plus; (2)
Amostra da seção transversal do cordão de solda; (3) Suporte com regulagem para
focalização; (4) Monitor para reprodução da imagem.
Este sistema formado pelos equipamentos apresentado na figura 3.4 permitiu
determinar as dimensões do reforço, da largura e da penetração do cordão de solda
das amostras obtidas com cada uma das três composições gasosas testadas e nas
três formas de transferência metálica utilizada. Uma medição da área da zona
fundida e da área fundida abaixo da superfície da chapa, denominada área de
penetração, também foi realizada para uma melhor avaliação da penetração. A
figura 3.5 ilustra a cotagem destas dimensões em uma seção transversal de um
cordão de solda.
Figura 3.5 – Características geométricas de um cordão de solda:(p) penetração;
(r) reforço; (l) largura; (Zf) zona fundida; (Ap) área de penetração.
Zf
4
3
2
1
Ap
54
Como pode ser visto na figura 3.5, a penetração da solda é definida como a
máxima profundidade atingida pela zona fundida a partir da superfície do metal de
base. Já o reforço do cordão de solda é a parte da zona fundida que fica saliente ao
metal de base. Convém ainda observar, que na soldagem por fusão com metal de
adição, a zona fundida é composta pelo metal de adição (arame/eletrodo) e uma
porcentagem do metal base que é diluído durante o processo.
O conjunto de três amostras por cordão de solda resultou em três valores para
cada uma das dimensões apresentadas na figura 3.5. Utilizando estes valores
calculou-se a média aritmética simples para cada dimensão analisada. Através da
análise comparativa das médias aritméticas simples das dimensões de largura,
altura do reforço, penetração, área total fundida e área de penetração, nas amostras
submetidas a macrografia, foram obtidos valores numéricos diretos, apresentados
nas tabelas 4.7, 4.8 e 4.9, os quais permitiram avaliar quais composições de
misturas gasosas de proteção poderiam resultar em fusão adequada da junta
soldada.
3.4 Ensaios Principais
Para avaliar a resistência ao impacto, através do ensaio Charpy, na zona
fundida e na ZAC das juntas realizadas com soldagem multipasse do aço ASTM
A516 grau 70 com arame eletrodo AWS ER70S-6, foram utilizadas, para cada
composição de gás de proteção testada, três juntas com chanfro em V e com ângulo
de bisel de 30 graus, formada por chapas medindo 0,08 x 0,2 x 0,019 (3/4”) m,
representada esquematicamente na figura 3.6.
Esta configuração de junta permitiu a retirada de três amostras para a
confecção de corpos de prova Charpy com o entalhe localizado sobre a ZAC, junto à
linha de fusão, e a retirada de três amostras para a confecção de corpos de prova
Charpy com o entalhe localizado na região central da zona fundida, conforme
solicitado pela norma ASME seção VIII divisão 1UG-84 (ASME, 2001), de modo a
diluir o erro sistemático.
55
Figura 3.6 – Localização dos corpos de prova Charpy para avaliação da resistência
ao impacto: (A) na ZAC; (B) no metal de base; (C) na zona fundida.
Três amostras do metal de base, conforme mostrado na figura 3.6, também
foram obtidas de modo a permitir a comparação com os valores mínimos de energia
absorvida (J) no teste de impacto Charpy (tabela 3.4), requeridos pela norma ASTM
A-20 / A-20M-89a (ASTM, 1989) para este material e servirem de padrão para
avaliação da tenacidade nas juntas soldadas (metal de solda e ZAC) realizadas com
as três composições de gás de proteção testadas.
Para a obtenção destas juntas soldadas foram depositados cordões de solda,
utilizando deslocamento automático da tocha de soldagem disposta à noventa graus
no sentido longitudinal e transversal da junta, originando camadas de solda
superpostas para o preenchimento dos chanfros (soldagem multipasse), com os
parâmetros de soldagem que permitiram a transferência metálica por curto-circuito,
definidos na fase de pré-testes (item 3.3).
Optou-se pela transferência por curto-circuito para o preenchimento dos
chanfros das juntas soldadas, por esta proporcionar cordões de soldas com o perfil
de penetração mais distribuído, quando comparado à forma de transferência spray,
56
conforme pode ser observado nas figuras 4.4 e 4.6. Estas duas formas de
transferência metálica possibilitam manter-se constante todos os parâmetros de
soldagem, resultando em apenas uma variável, que foi a mistura gasosa de
proteção. Antes dos passes de enchimento dos chanfros foi realizado o passe de
raiz, utilizando os mesmos parâmetros de soldagem, com abertura de 0,003 m, o
que possibilitou uma perfeita fusão na raiz da solda. A seqüência dos depósitos de
solda é apresentada na figura 3.7.
Figura 3.7 – Seqüência dos depósitos na junta soldada: (1) passe de raiz; (2 a 13)
passes de enchimento.
Conforme a norma ASME seção VIII divisão UCS-56 (ASME, 2001), para a
espessura de chapa utilizada na junta soldada (0,019 m), do aço ASTM A516 grau
70, não é necessário pré-aquecimento. Porém, foi controlada a temperatura entre os
passes de solda, sendo aguardado o resfriamento até a junta atingir a temperatura
de 473 K, para a realização do passe de solda subsequente. Este procedimento foi
adotado para garantir as mesmas condições de soldagem para todas as juntas
soldadas. Este controle foi realizado com um termopar tipo K (chromel / alumel)
adaptado a um aparelho multiteste com o recurso de medição de temperatura, que
era colocado em contato no centro da superfície do último cordão de solda realizado,
após a limpeza interpasse por escovamento.
3.4.1 Preparação dos Corpos de Prova para Ensaio Charpy
A figura 3.8 apresenta as dimensões básicas dos corpos de prova para ensaio
Charpy com entalhe em V, que foram usinados conforme a norma ASTM A 370-97a
(ASTM, 1997).
57
Figura 3.8 – Corpo de prova para ensaio Charpy (dimensões em mm) conforme
norma ASTM A370-97a (ASTM, 1997).
Conforme apresentado na figura 3.8 os corpos de prova foram usinados
resultando numa seção quadrada de 0,01 m, com o entalhe em perfil V de 0,002 m
de profundidade, centralizado no comprimento de 0,055 m. As principais tolerâncias
nas medidas requeridas pela norma citada anteriormente são referentes à seção
quadrada, que é de ± 0,05 mm, e na profundidade do entalhe, que é de ± 0,025 mm.
Em função da pequena tolerância para a medida da profundidade do entalhe, o qual
foi usinado em uma brochadeira manual, o ajuste da ferramenta foi rigorosamente
efetuado com o auxilio de um projetor de perfis, com ampliação do perfil do entalhe
em 50 vezes.
3.4.2 Ensaios de Impacto Charpy
De acordo com a norma ASTM A-20 / A-20M-89a (ASTM, 1989), que apresenta
as especificações dos requisitos gerais para o aço ASTM A516 grau 70, o ensaio de
impacto Charpy deve ser realizado a 227 K (criogênico), para a espessura da chapa
utilizada na junta soldada desta pesquisa (0,019 m). As amostras, preparadas para o
ensaio Charpy, obedeceram as condições de temperatura estabelecidas pela norma
ASTM E-23 (ASTM, 1998), que permite uma variação desta entre 225 e 229 K , com
o uso do gás CO2 expandido, colocado em um banho contendo álcool etílico, sendo
a temperatura homogeneizada por um agitador automático e controlada com um
termômetro digital calibrado. Para a realização dos ensaios de impacto Charpy, foi
utilizado uma equipamento de marca WOLPERT, calibrado, com pêndulo de 300 J.
58
3.4.3 Análises Micrográficas
Com o objetivo de verificar a homogeneidade da microestrutura na zona
fundida dos corpos de prova ensaiados por Charpy, foi realizada uma análise
micrográfica na região lateral, adjacente à fratura, das amostras soldadas que
obtiveram menor e maior valor para a energia absorvida no teste de impacto, para
cada uma das três misturas gasosas testadas.
Estas amostras foram preparadas através de lixamento utilizando lixas de
granulometria adequada para a análises micrográficas (220, 320, 400 e 600),
mudando-se a direção do lixamento (90°) em cada lixa subsequente até
desaparecerem os traços da lixa anterior. Posteriormente procedeu-se o polimento
das amostras utilizando óxido de alumínio (alumina 1 µm). Uma solução de ácido
nítrico e álcool etílico (Nital 2%) foi aplicada por um tempo de 15 segundos, para o
ataque químico das superfícies preparadas. A análise micrográfica foi realizada com
um equipamento analisador de imagens (Image Pro Plus), acoplado a uma bancada
metalográfica (Zeiss), com capacidade de ampliação de 50 a 500 vezes.
Nas mesmas amostras utilizadas para a análise da microestrutura da zona
fundida, foram obtidas, por fresamento, seções transversais planas imediatamente
abaixo da superfície de fratura, para a verificação da concentração de inclusões
óxidas próximas à seção fraturada, tendo em vista que o potencial de oxidação das
três misturas gasosas testadas (M2, M2 e M3) não foi mantido constante.
Estas amostras foram submetidas ao mesmo procedimento de preparação e
análise de imagens utilizado para análise microestrutural, porém o ataque químico
das superfícies preparadas foi realizado com uma solução, denominada cromato
alcalino, contendo 16 g de óxido de cromo (CrO3), 145 ml de água destilada e 80 g
de hidróxido de sódio (NaOH). Cita a literatura (VAN DER VOORT, 1986) que esta
solução pode ser utilizada para detectar inclusões de óxidos em aços carbono. O
ataque químico utilizando esta solução foi realizado à quente (391 a 393 K),
mantendo-se as amostras imersas por um tempo de sete minutos.
A técnica de análise por microscopia eletrônica de varredura (MEV), utilizando um microscópio de marca Jeol, modelo JSM – 6360 LV, foi aplicada para verificar o aspecto da fratura nas amostras que obtiveram o menor e maior valor para a energia absorvida no ensaio Charpy, quando cada mistura gasosa foi testada.
59
4 RESULTADOS E DISCUSSÕES
4.1 Introdução
Neste capítulo serão descritos e comentados os resultados obtidos com os
procedimentos citados anteriormente. O presente capítulo foi dividido basicamente
em quatro itens, onde nos itens 4.2 e 4.3 são apresentados os resultados obtidos
nos experimentos iniciais, onde, através do monitoramento da corrente de soldagem
e da análise das dimensões obtidas nos depósitos de solda, identificou-se a
influência das misturas gasosas de proteção, propostas nesta pesquisa, na
estabilidade do arco elétrico de soldagem e na morfologia dos cordões de solda,
quando as três formas de transferência metálica foram utilizadas. No item seguinte
(4.4), é mostrada a caracterização do metal de base e os resultados obtidos nos
ensaios de impacto Charpy. No último item (4.5), são apresentados e discutidos os
resultados obtidos com as análises da microestrutura, microdureza e análise de
inclusões óxidas nas regiões adjacentes à fratura dos corpos de prova ensaiados
por Charpy, para a caracterização da zona fundida de solda e análise da fratura.
4.2 Influência do Gás de Proteção na Estabilidade do Arco Elétrico
Para avaliar a influência da composição do gás de proteção na estabilidade do
arco elétrico, com base no desvio padrão da corrente, foi realizada uma análise
comparativa do comportamento da corrente de soldagem ao longo do tempo,
utilizando os oscilogramas obtidos durante as deposições de solda citadas
anteriormente no item 3.3.4.
4.2.1 Estabilidade do Arco na Transferência Spray
A transferência metálica spray resultou em um arco elétrico muito estável,
caracterizado pela pequena oscilação da corrente durante as soldagens. Conforme
apresentado no item 2.3.2, isto ocorre devido ao grande número de gotas de
pequeno volume transferidas por unidade de tempo, que resultam em pequena
60
variação no comprimento do arco e consequentemente muito pouca variação na
tensão e na corrente de soldagem.
Os parâmetros de soldagem que permitiram a obtenção da transferência
metálica spray, variando-se somente a mistura gasosa de proteção, são
apresentados na tabela 4.1.
Tabela 4.1 – Parâmetros utilizados para obtenção da transferência metálica spray
com as misturas gasosas M1; M2 e M3.
M1
(Ar+20%CO2)
M2
(Ar+15%He+5%CO2)
M3
(Ar+18%He+2%O2)
Tensão (V) 34 34 34
Velocidade de
alimentação (m/s) 0,1417 0,1417 0,1417
DBCP (m) 0,016 0,016 0,016
Vazão do gás (m3/s) 0,00023 0,00023 0,00023
Velocidade de
soldagem (m/s) 0,0067 0,0067 0,0067
Corrente média (A) 279 292 306
Transferência Spray estável Spray estável Spray estável
Analisando os resultados apresentados na tabela 4.1, a corrente média
apresentou variação com a mudança do tipo de mistura gasosa, devido ao modo de
operação utilizado pela fonte de soldagem (imposição de tensão). De acordo com o
item 2.3.1, utilizando-se uma fonte de soldagem do tipo tensão constante e
velocidade de alimentação do arame eletrodo constante, a corrente média de
soldagem varia quando se tem a variação do comprimento do arco elétrico de
soldagem. Uma das propriedades físicas do gás de proteção utilizado, que influencia
no comprimento do arco elétrico de soldagem, segundo LANCASTER (1986), é o
potencial de ionização.
Sendo o potencial de ionização do gás hélio 24,580 eV, o mais elevado entre
os elementos listados na tabela 2.1, justifica-se o aumento da corrente média
61
mostrado na tabela 4.1, quando as misturas M2 e M3 são utilizadas. Portanto, sendo
aplicada a mesma tensão de soldagem (34 V), para as três misturas gasosas
testadas, a estabilidade do arco elétrico com as misturas M2 e M3 foi atingida com o
encurtamento do arco e conseqüente aumento da corrente média.
Figura 4.1 – Oscilogramas de corrente (A) em função do tempo (ms) utilizando
a transferência spray para três composições de mistura gasosas de proteção: M1
(Ar+20%CO2); M2 (Ar+15%He+5%CO2) e M3 (Ar+18%He+2%O2).
Oscilograma de Corrente M1
0
100
200
300
400
500
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000
Tempo (ms)
Co
rren
te (
A)
Oscilograma de Corrente M3
0
100
200
300
400
500
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000
Oscilograma de Corrente M2
0
100
200
300
400
500
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000
62
A aquisição dos valores da corrente, durante as deposições de solda, com
cada uma das três misturas gasosas testadas, utilizando a transferência metálica
spray resultaram nos oscilogramas apresentados na figura 4.1.
Nos três oscilogramas mostrados na figura 4.1, ficou caracterizada a forma de
transferência metálica spray, onde podem ser observadas pequenas oscilações da
corrente de soldagem, características deste modo de transferência metálica. Os
dados obtidos da análise dos oscilogramas são apresentados na tabela 4.2.
Quando a mistura gasosa M1 foi utilizada, o arco elétrico de soldagem
apresentou menor estabilidade, observada através da comparação dos oscilogramas
de corrente da figura 4.1 e dos dados listados na tabela 4.2. O valor do desvio
padrão e a amplitude das oscilações da corrente de soldagem, praticamente
dobraram em comparação com as misturas M2 e M3. Esta instabilidade ocorre
devido ao elevado teor do gás CO2 contido na mistura M1(20%), conforme
apresentado no item 2.3.4(B).
Tabela 4.2 – Dados dos oscilogramas de corrente obtidos com transferência
metálica spray para as três misturas gasosas testadas.
Mistura gasosa M1
(Ar+20%CO2)
M2
(Ar+15%He+5%CO2)
M3
(Ar+18%He+2%O2)
Corrente média (A) 279 292 306
Corrente mínima (A) 261 287 312
Corrente máxima (A) 290 298 300
Amplitude da
oscilação (A) 29 11 12
Desvio padrão da
corrente 4,75 2,03 2,64
Energia de
soldagem (KJ/m)
1.132,66
(91,18%) 1.185,43 (95,42%) 1.242,27 (100%)
De acordo com o critério estabelecido no procedimento experimental, os
parâmetros de entrada, inseridos na fonte de soldagem, foram mantidos constantes,
63
permitindo a obtenção da transferência spray, com as três misturas gasosas
testadas. Este procedimento resultou em valores diferenciados para a corrente
média quando cada uma das três misturas gasosas foram testadas, pois a corrente
de transição (Ic) é menor para as misturas M2 e M3, devido a redução no teor de
CO2 na mistura M2 e sua ausência na mistura M3.
Estando a energia de soldagem relacionada com a potência média durante a
soldagem (P=U.I [J/s]), onde U é a tensão de soldagem em volts e I é a corrente
média de soldagem em ampères, os valores diferenciados para a corrente média,
obtidos quando cada uma das três misturas gasosas foram testadas, resultaram na
máxima variação percentual da energia de soldagem de 8,82%, conforme
apresentado na tabela 4.2, podendo ser considerado pouco significativo os seus
efeitos nessa pesquisa.
4.2.2 Estabilidade do Arco na Transferência Globular
Comparada com a transferência metálica spray, a transferência metálica
globular resultou em um arco elétrico de soldagem instável e produziu grande
quantidade de respingos volumosos. Conforme apresentado no item 2.3.2, a
instabilidade do arco é ocasionada devido a variação no seu comprimento, pois o
destacamento das gotas de metal líquido, formadas na ponta do arame eletrodo,
somente são transferidas para a poça de fusão após atingirem um grande volume,
passando a predominar a força gravitacional, citada no item 2.3.3. A incidência de
muitos respingos é ocasionada pelas perturbações que ocorrem quando as
volumosas gotas de metal líquido entram em contato com a poça de fusão.
Como citado anteriormente no item 3.3.2, não foi possível manter constantes
todos os parâmetros de soldagem, variando-se somente a mistura gasosa de
proteção, para a obtenção da transferência metálica globular com as três misturas
gasosas testadas. Esta forma de transferência ocorreu numa faixa muito estreita de
valores de tensão e corrente para cada composição de proteção gasosa. Os
parâmetros obtidos para sua aplicação são mostrados na tabela 4.3.
De acordo com o item 2.3.4, quanto maior a quantidade de CO2 na mistura
gasosa de proteção, mais alto é o valor da corrente de transição (Ic). Este fato pode
ser observado analisando o valor da corrente média de soldagem, para a obtenção
64
da transferência globular, mostrado na tabela 4.3, quando a mistura gasosa M1
(20%CO2) foi utilizada, comparando com os valores obtidos para as misturas M2 e
M3.
Tabela 4.3 – Parâmetros utilizados para obtenção da transferência metálica
globular com as misturas gasosas M1; M2 e M3.
M1
(Ar+20%CO2)
M2
(Ar+15%He+5%CO2)
M3
(Ar+18%He+2%O2)
Tensão (V) 34 31 28
Velocidade de
alimentação (m/s) 0,1 0,075 0,067
DBCP (m) 0,016 0,016 0,016
Vazão do gás (m3/s) 0,00023 0,00023 0,00023
Velocidade de
soldagem (m/s) 0,0058 0,0058 0,0058
Corrente média (A) 235 195 174
Transferência Globular
estável Globular estável Globular estável
A aquisição dos valores da corrente, durante as deposições de solda, com
cada uma das três misturas gasosas testadas, utilizando a transferência metálica
globular resultaram nos oscilogramas apresentados na figura 4.2.
Nos três oscilogramas apresentados na figura 4.2 ficou caracterizada a forma
de transferência metálica globular, onde podem ser observadas oscilações da
corrente de soldagem, tendo o seu valor aumentado enquanto as gotas de metal
líquido, formadas na ponta do arame eletrodo, crescem em volume e aproximam-se
da poça de fusão, diminuindo o comprimento do arco elétrico. Após a transferência
do metal na forma globular, ou seja, por gravidade (sem haver o curto-circuito), o
valor da corrente diminui em função do aumento do comprimento do arco elétrico,
sendo estas as características deste modo de transferência metálica. Os dados
65
obtidos da análise dos oscilogramas mostrados na figura 4.2 são apresentados na
tabela 4.4.
Figura 4.2 – Oscilogramas de corrente (A) em função do tempo (ms) utilizando
a transferência globular para três composições de mistura gasosas de proteção: M1
(Ar+20%CO2); M2 (Ar+15%He+5%CO2) e M3 (Ar+18%He+2%O2).
Oscilograma de Corrente M1
0
100
200
300
400
500
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000
Oscilograma de Corrente M3
0
100
200
300
400
500
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000
Oscilograma de Corrente M2
0
100
200
300
400
500
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000
Tempo (ms)
Co
rren
te (
A)
66
Tabela 4.4 – Dados dos oscilogramas de corrente obtidos com transferência
metálica globular para as três misturas gasosas testadas.
Mistura gasosa M1
(Ar+20%CO2)
M2
(Ar+15%He+5%CO2)
M3
(Ar+18%He+2%O2)
Corrente média (A) 235 195 174
Corrente mínima (A) 191 160 145
Corrente máxima (A) 298 237 210
Amplitude da
oscilação (A) 107 (100%) 77 (71,96%) 55 (51,40%)
Desvio padrão da
corrente
18,78
(100%) 16,47 (87,70%) 16,03 (85,36%)
Energia de
soldagem (kJ/m)
1.102,07
(100%) 833,79 (75,66%) 672,00 (60,98%)
Assim como na transferência metálica spray, em função do aumento na
corrente de transição (Ic) ocasionado pelo maior teor de CO2 contido na mistura
gasosa M1 (20%), somente alcançou-se a transferência globular com valor elevado
de corrente média (235 A), comparado aos valores de corrente média para as
misturas M2 e M3 (195 A e 174 A respectivamente).
Operando na forma de transferência globular, quando a mistura gasosa M1 foi
utilizada, o arco elétrico de soldagem também apresentou menor estabilidade,
observada através da comparação dos oscilogramas de corrente da figura 4.2 e dos
dados listados na tabela 4.4. A variação percentual do desvio padrão e da amplitude
das oscilações da corrente de soldagem, quando comparados os valores obtidos
para a mistura M1 e M3 foi de 14,64% para o desvio padrão e 48,60% para a
amplitude das oscilações da corrente.
Como não foi mantida a mesma relação de valores de tensão de soldagem e
velocidade de alimentação do arame eletrodo, quando as três misturas gasosas
67
foram testadas operando na forma de transferência globular, conforme apresentado
no item 3.3.2, o valor da potência média durante as soldagens foi alterado,
resultaram numa máxima variação percentual da energia de soldagem de 39,02%,
quando as misturas M1 e M3 foram utilizadas, podendo ser considerado muito
significativo os seus efeitos nessa pesquisa, não permitindo uma simples análise
comparativa da morfologia dos cordões de solda obtidos com cada mistura testada.
4.2.3 Estabilidade do Arco na Transferência Curto-circuito
Também comparada com a transferência metálica spray, a transferência
metálica por curto-circuito resultou em um arco elétrico de soldagem instável e
produziu grande quantidade de respingos, porém de pequeno volume. Conforme
apresentado no item 2.3.2, a instabilidade do arco é ocasionada devido à
extremidade do arame/eletrodo tocar periodicamente a poça de fusão, ocasionando
o curto-circuito, característico deste modo de transferência metálica, elevando
abruptamente o valor da corrente e extinguindo o arco elétrico de soldagem. Após a
transferência do metal, o curto-circuito é rompido e o arco é restabelecido. A
incidência de respingos é ocasionada pelo contato da ponta do arame eletrodo na
poça de fusão e oscilações bruscas da corrente de soldagem, quando a forma de
transferência por curto-circuito é utilizada. Os respingos são gerados e projetados no
momento da reabertura do arco, após a transferência da gota para a poça de fusão,
quando a fonte libera um pico de tensão.
Os parâmetros de soldagem que permitiram a obtenção da transferência
metálica por curto-circuito, variando-se somente a mistura gasosa de proteção, são
apresentados na tabela 4.5.
68
Tabela 4.5 – Parâmetros utilizados para obtenção da transferência metálica
por curto-circuito com as misturas gasosas M1; M2 e M3.
M1
(Ar+20%CO2)
M2
(Ar+15%He+5%CO2)
M3
(Ar+18%He+2%O2)
Tensão (V) 24 24 24
Velocidade de
alimentação (m/s) 0,125 0,125 0,125
DBCP (m) 0,016 0,016 0,016
Vazão do gás (m3/s ) 0,00023 0,00023 0,00023
Velocidade de
soldagem (m/s) 0,0058 0,0058 0,0058
Corrente média (A) 242 244 247
Transferência Curto-circuito
estável
Curto-circuito
estável
Curto-circuito
estável
Para as deposições de solda utilizando a transferência metálica por curto-
circuito, conforme apresentado na tabela 4.5, todos os parâmetros de soldagem
puderam ser mantidos constantes, independente de qual das três misturas gasosas
testadas foi utilizada. A pequena variação da corrente média de soldagem, sendo
essa de aproximadamente 2%, considerando o menor valor de corrente (242) e o
maior valor de corrente (247), é considerada desprezível para um processo de
soldagem nesses níveis elevados de corrente.
A aquisição dos valores da corrente durante as deposições de solda com cada
uma das três misturas gasosas testadas, utilizando a transferência metálica por
curto-circuito, resultaram nos oscilogramas apresentados na figura 4.3.
69
Figura 4.3 – Oscilogramas de corrente (A) em função do tempo (ms) utilizando
a transferência metálica spray para três composições de mistura gasosas de
proteção: M1 (Ar+20%CO2); M2 (Ar+15%He+5%CO2) e M3 (Ar+18%He+2%O2).
Nos três oscilogramas apresentados na figura 4.3, ficou caracterizada a forma
de transferência metálica por curto-circuito, onde podem ser observadas oscilações
bruscas da corrente de soldagem, características deste modo de transferência. Os
dados obtidos da análise dos oscilogramas são apresentados na tabela 4.6.
Oscilograma de Corrente M1
0
100
200
300
400
500
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000
Oscilograma de Corrente M2
0
100
200
300
400
500
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000
Oscilograma de Corrente M3
0
100
200
300
400
500
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000
Tempo (ms)
Co
rren
te (
A)
70
Tabela 4.6 – Dados dos oscilogramas de corrente obtidos com transferência
metálica por curto-circuito para as três misturas gasosas testadas.
Mistura gasosa M1
(Ar+20%CO2)
M2
(Ar+15%He+5%CO2)
M3
(Ar+18%He+2%O2)
Corrente média (A) 242 244 247
Corrente mínima (A) 159 67 83
Corrente máxima (A) 388 432 424
Amplitude da
oscilação (A) 229 365 341
Desvio padrão da
corrente 52,89 70,34 100,32
Curtos-circuitos por
segundo 38 31 36
Energia de
soldagem (kJ/m)
801,11
(97,98%) 807,72 (98,78%) 817,65 (100%)
Utilizando-se a mistura M1, foi observado, comparando os oscilogramas de
corrente da figura 4.3 e os dados listados na tabela 4.6, maior número de curtos-
circuitos (38) para o período de tempo analisado (1 segundo), sendo os curtos-
circuitos identificados graficamente através dos picos de corrente. Quando a mistura
M2 foi utilizada, 31 curtos-circuitos por segundo foram observados e para a mistura
M3 o número de curtos-circuitos por segundo foi de 36. Havendo maior quantidade
de picos de corrente por intervalo de tempo, a corrente de soldagem sofre rápidas
oscilações, que podem resultar em instabilidade do arco elétrico. Porém, quando a
mistura M1 foi utilizada, os valores máximos de corrente não atingiram o patamar de
400 A e os valores mínimos não se distanciaram do patamar de 200 A, ou seja, a
amplitude da oscilação da corrente de soldagem foi menor (229 A), resultando num
menor desvio padrão da corrente (52,89), em relação às misturas M2 (70,34) e M3
(100,32). Deste modo, considera-se que houve maior estabilidade do arco elétrico de
soldagem com a mistura gasosa de proteção M1.
71
Uma interpretação análoga à citada anteriormente, relacionada à estabilidade
do arco elétrico de soldagem, também pode ser feita analisando-se as amplitudes
das oscilações da corrente de soldagem, para o mesmo período de tempo
considerado (1 segundo). Embora a amplitude da oscilação da corrente tenha sido
maior para a mistura M2 (365 A) do que para a mistura M3 (341 A), o desvio padrão
da corrente para a mistura M2 foi menor (70,34) do que para a mistura M3 (100,32),
sendo esses influenciados pela quantidade de curtos-circuitos por segundo que foi
menor para a mistura M2 (31), indicando que a estabilidade do arco foi maior para a
mistura M2 do que para a mistura M3.
Embora todas os parâmetros de soldagem tenham sido mantidos constantes,
variando-se somente a mistura gasosa de proteção, no modo de operação utilizado,
imposição de tensão, a corrente média de soldagem sofreu pequena variação, que
influenciou a energia de soldagem, conforme mostrado na tabela 4.6. Considerando
a mistura M3 como padrão (100%), por ter resultado na maior energia de soldagem,
verifica-se que a variação percentual da energia de soldagem é de
aproximadamente 2%, podendo ser considerado não significativo para os efeitos
desta pesquisa.
4.3 Influência do Gás de Proteção na Morfologia do Cordão de Solda
Para avaliar a influência da composição do gás de proteção na morfologia do
cordão de solda foi realizada uma análise comparativa das seções transversais dos
cordões de solda, realizados sobre chapas de aço ASTM A516, conforme
metodologia apresentada no item 3.3.4, utilizando cada uma das três misturas
gasosas testadas, considerando os três tipos de transferências metálicas (spray,
globular e curto-circuito).
4.3.1 Morfologia do Cordão de Solda na Transferência Spray
A figura 4.4 apresenta a morfologia das seções transversais dos cordões de
solda, considerados representativos das condições testadas, obtidos com os
parâmetros citados anteriormente neste trabalho, na tabela 4.1.
72
Figura 4.4 – Seções transversais dos cordões de solda obtidos com
transferência metálica spray utilizando as três misturas gasosas testadas: (a) M1
(Ar+20%CO2); (b) M2 (Ar+15%He+5%CO2); (c) M3 (Ar+18%He+2%O2).
73
As cotas indicadas na figura 4.4 correspondem ao reforço, largura e penetração
dos cordões de solda. A região contornada por uma linha irregular corresponde à
área total da zona fundida de solda (metal de adição + diluição do metal de base).
Através da análise macrográfica da figura 4.4, foi observado que utilizando-se a
transferência metálica spray, para as três misturas gasosas testadas (M1, M2 e M3),
o perfil de penetração dos cordões de solda é profundo e centralizado, conhecido
como penetração do tipo finger, ou seja, a fusão do metal de base abaixo da região
compreendida pela largura do cordão de solda não é distribuída de forma uniforme.
Isto ocorre, segundo LANCASTER (1986), QUINTINO e PIRES (1996) e VAIDYA
(2002), devido a predominância da força eletromagnética sobre as demais forças
que atuam na transferência metálica em um arco elétrico de soldagem, citadas no
item 2.3.3, quando os níveis de corrente ultrapassam a corrente de transição (Ic). A
força eletromagnética impulsiona as gotas de metal líquido de pequeno volume, que
são características da forma de transferência spray, resultando numa penetração de
solda profunda e centralizada.
A tabela 4.7 apresenta os valores médios das medidas obtidas nas seções
transversais dos cordões de solda (três amostras para cada uma das três mistura
gasosa testada), mostrados na figura 4.4, utilizando-se a transferência metálica
spray, considerando-se como padrão o maior valor da grandeza avaliada (100%).
Tabela 4.7 – Valores médios das medidas dos cordões de solda obtidos com
as misturas gasosas testadas em transferência metálica spray.
Mistura gasosa M1 (Ar+20%CO2)
M2 (Ar+15%He+5%CO2)
M3 (Ar+18%He+2%O2)
Penetração (m) 0,003957 (100%) 0,003737 (94,44%) 0,003619 (91,46%)
Largura (m) 0,012252 (97,36%) 0,012083 (96,02%) 0,012584 (100%)
Reforço (m) 0,002436 (96,82%) 0,002516 (100%) 0,002046 (81,32%)
Área de
penetração (m2) 1,8545e-5 (100%) 1,6519e-5 (89,07%) 1,5562e-5 (83,91%)
Área total
fundida (m2) 3,7396e-5 (100%) 3,5459e-5 (94,82%) 3,3518e-5 (89,63%)
74
Uma medição da área total da zona fundida e da área da zona fundida abaixo
da superfície da chapa foi realizada para melhor avaliação da penetração de solda.
Analisando-se os resultados da tabela 4.7, nota-se que as amostras obtidas
com a mistura M1 apresentaram maiores valores de penetração, área de
penetração, que é considerada como a área da zona fundida abaixo da superfície do
corpo de prova, e área total fundida, o que resulta em uma maior taxa de deposição
de arame eletrodo. Segundo LYTTLE e STAPON (1990), devido a dissociação e
recombinação do CO2 em seus componentes quando ele é utilizado como gás de
proteção, existe maior transferência de calor junto à poça de fusão, podendo
justificar os maiores valores obtidos. A dissociação do CO2 ocorre mediante a reação
endotérmica apresentada na equação 2.9, sendo sua posterior recombinação, junto
à poça de fusão, uma reação exotérmica.
A ausência do CO2 na mistura M3 resultou em menores valores de penetração,
reforço, área de penetração e área total fundida. A variação percentual da área de
penetração, quando comparados os valores obtidos para as misturas M1 (18,545
mm2) e M3 (15,562 mm2), foi significativa (16,07%).
Para as três misturas gasosas testadas (M1, M2 e M3), o reforço dos cordões
apresentou forma semi-esférica e sem irregularidades, mostrando boa molhabilidade
oferecida pelas misturas quando aplicadas na soldagem GMAW utilizando a forma
de transferência metálica spray. Porém, quando a mistura M3 foi utilizada, foram
observados maior largura e menor reforço dos cordões de solda. A variação
percentual do reforço do cordão, quando comparados os valores obtidos para as
misturas M2 (2,516 mm) e M3 (2,046 mm), foi significativa (18,68%). Segundo
LYTTLE e STAPON (1990) e JÖNSSON, MURPHY e SZEKELY (1995), para a
soldagem GMAW dos aços, a adição de O2 na mistura gasosa de proteção melhora
as características de molhabilidade e fluidez da poça de fusão, devido à redução da
tensão superficial na interface líquido/sólido, resultando em cordões de solda com
menor reforço e maior largura.
Nas deposições de solda utilizando-se a mistura M3, a corrente média de
soldagem alcançou maior valor (306 A), resultando em uma variação percentual da
energia de soldagem de 8,82%, conforme apresentado na tabela 4.2. Entretanto
foram observadas menor penetração e menor área de zona fundida quando esta
75
mistura gasosa foi utilizada. Acredita-se que tal resposta tenha sido obtida devido ao
gás hélio apresentar elevado potencial de ionização (24,580 eV), o qual necessitaria
de uma maior tensão de soldagem para estabilizar o arco elétrico. Operando a fonte
de soldagem no modo de imposição de tensão e permanecendo constante o valor
desta (34 V), através do denominado controle interno, explicado no item 2.3.1, a
corrente de soldagem é aumentada para suprir a necessitando de maior energia no
arco elétrico. Sendo consumido maior energia para a ionização do gás de proteção,
observou-se menor fusão e penetração do cordão de solda, além da ausência do
gás CO2 nesta mistura.
4.3.2 Morfologia do Cordão de Solda na Transferência Globular
A figura 4.5 apresenta a morfologia das seções transversais dos cordões solda,
considerados representativos das condições testadas, obtidos com os parâmetros
citados anteriormente neste trabalho, na tabela 4.3, utilizando as três composições
de mistura gasosa de proteção propostas (M1, M2 e M3). As dimensões indicadas
correspondem ao reforço, largura e penetração dos cordões de solda. A região
contornada por uma linha irregular corresponde à área total da zona fundida.
Através da análise macrográfica da figura 4.5, foi observado que utilizando-se a
transferência metálica globular, para as três misturas gasosas testadas (M1, M2 e
M3), o perfil de penetração dos cordões de solda foi distribuído de maneira mais
uniforme ao longo de toda a largura do cordão, não sendo mais caracterizado como
penetração do tipo finger. Nesta forma de transferência metálica, o volume das gotas
transferidas é maior, predominando a força gravitacional para o destacamento, e a
ação das forças eletromagnéticas é menor, fazendo com que as gotas não sejam
impulsionadas para o centro da poça de fusão (QUINTINO e PIRES, 1996).
76
Figura 4.5 – Seções transversais dos cordões de solda obtidos com
transferência metálica globular utilizando as três misturas gasosas testadas: (a) M1
(Ar+20%CO2); (b) M2 (Ar+15%He+5%CO2); (c) M3 (Ar+18%He+2%O2).
77
A tabela 4.8 apresenta os valores médios das medidas obtidas nas seções
transversais dos cordões de solda (três amostras para cada uma das três misturas
gasosas testadas), mostrados na figura 4.5, utilizando a transferência metálica
globular, considerando o maior valor da grandeza avaliada como padrão (100%).
Uma medição da área total da zona fundida e da área da zona fundida abaixo da
superfície da chapa também foi realizada para uma melhor avaliação da penetração
de solda.
Tabela 4.8 – Valores médios das medidas dos cordões de solda obtidos com
as misturas gasosas testadas em transferência metálica globular.
Mistura gasosa M1
(Ar+20%CO2)
M2
(Ar+15%He+5%CO2)
M3
(Ar+18%He+2%O2)
Penetração (m) 0,002144 (100%) 0,001140 (53,17%) 0,001072 (50%)
Largura (m) 0,010944 (100%) 0,010689 (97,67%) 0,009821 (89,74%)
Reforço (m) 0,002025 (100%) 0,001549 (76,49%) 0,001668 (82,37%)
Área de
penetração (m2)
1,4058e-5
(100%) 6,894e-6 (49,04%) 5,115e-6 (36,38%)
Área total
fundida (m2)
2,6547e-5
(100%) 1,6682e-5 (62,84%) 1,4561e-5 (54,85%)
Na análise das variações percentuais dos resultados apresentados na tabela
4.8, as variações percentuais na energia de soldagem mostradas na tabela 4.4
devem ser levadas em consideração, visto que os parâmetros de soldagem não
puderam ser mantidos constantes, pois transferência metálica globular ocorreu em
diferentes níveis de tensão e corrente quando cada uma das três misturas gasosas
foram testadas (M1, M2 e M3), conforme apresentado no item 4.2.2. Quando a
mistura M1 foi utilizada (Ar+20%CO2), a transferência globular ocorreu com uma
corrente média de 235 A, em função do aumento na corrente de transição (Ic)
proporcionado pela elevada porcentagem do gás CO2 nesta mistura. Porém quando
78
a mistura M3 foi utilizada (Ar+18%He+2%O2), a corrente média para a obtenção da
transferência globular baixou para 174 A, pois esta mistura não contém o gás CO2.
As amostras obtidas com a mistura M1 apresentaram maiores valores para
todos os itens analisados, resultando em uma maior taxa de deposição de metal de
adição. A variação percentual da energia de soldagem, quando comparados os
valores obtidos para as misturas M1 (1.102,07 kJ/m), M2 (833,79 kJ/m) e M3 (672,00
kJ/m), foi de 24,34% entre as misturas M1 e M2 e de 39,02% entre as misturas M1 e
M3.
Quando as misturas M2 e M3 foram utilizadas, os valores obtidos para as
medidas de penetração foram muito baixos, chegando apenas a aproximadamente
50% dos valores obtidos para penetração quando a mistura M1 foi utilizada. Este
efeito pode levar à penetração insuficiente na raiz da junta soldada, quando do uso
desta misturas gasosas operando na forma de transferência globular. Já para a
mistura M1, além dos maiores valores de penetração relacionados na tabela 4.8, foi
observado na figura 4.5 (a) um perfil de penetração bem distribuído, com grande
penetração nas bordas do cordão de solda. Portanto, verificou-se que as
composições das misturas gasosas M2 (Ar+15%He+5%CO2) e M3
(Ar+18%He+2%O2) são inadequadas para a soldagem utilizando a forma de
transferência globular, nas condições pré-estabelecidas nesta pesquisa.
Observou-se que quando multiplicado o valor da área total fundida,
apresentado na tabela 4.8, pelo comprimento da amostra (0,15 m), o volume do
cordão de solda depositado quando as misturas gasosas M2 e M3 foram testadas,
foi praticamente a metade do volume do cordão de solda depositado com a mistura
M1. Os baixos valores de tensão e de corrente necessários para a ocorrência da
transferência metálica globular com estas duas misturas gasosas, comparados aos
valores utilizados para a mistura M1, apresentados na tabela 4.3, justificam a baixa
penetração e o baixo volume de cordão de solda depositado com as misturas M2 e
M3.
79
4.3.3 Morfologia do Cordão de Solda na Transferência Curto-circuito
A figura 4.6 apresenta a morfologia das seções transversais dos cordões solda
utilizando-se a transferência metálica por curto-circuito, considerados
representativos das condições testadas, obtidos com os parâmetros citados
anteriormente neste trabalho, na tabela 4.5, utilizando-se as três composições de
mistura gasosa de proteção propostas (M1, M2 e M3). As dimensões indicadas
correspondem ao reforço, largura e penetração dos cordões de solda. A região
contornada por uma linha irregular corresponde à área total da zona fundida.
Nesta análise macrográfica pode observar-se que a forma de penetração
também é centralizada, como foi verificado para o modo de transferência spray
previamente abordado no item 4.3.1, porém melhor distribuída em relação à largura
do cordão de solda, quando comparada com a morfologia dos cordões de solda
apresentados na figura 4.4. Embora a forma de penetração tenha sido centralizada,
com a presença do gás hélio nas misturas gasosas de proteção (M2 e M3), e com o
aumento progressivo em sua proporção nas misturas (15% para 18 %
respectivamente), a fusão do metal de base nas bordas dos cordões aparentemente
foi maior, garantindo um perfil de penetração melhor distribuído, relativamente ao
obtido com a mistura M1.
A tabela 4.9 apresenta os valores médios das medidas obtidas nas seções
transversais dos cordões de solda (três amostras para cada uma das três mistura
gasosa testada), mostrados na figura 4.6, utilizando a transferência metálica por
curto-circuito, considerando a mistura M1 como padrão (100%). A medição da área
total da zona fundida e da área da zona fundida abaixo da superfície da chapa
também foi realizada, para uma melhor avaliação da penetração de solda.
80
Figura 4.6 – Seções transversais dos cordões de solda obtidos com
transferência metálica por curto-circuito utilizando as três misturas gasosas testadas:
(a) M1 (Ar+20%CO2); (b) M2 (Ar+15%He+5%CO2); (c) M3 (Ar+18%He+2%O2).
81
Tabela 4.9 – Valores médios das medidas dos cordões de solda obtidos com as
misturas gasosas testadas em transferência metálica por curto circuito.
Mistura gasosa M1
(Ar+20%CO2)
M2
(Ar+15%He+5%CO2)
M3
(Ar+18%He+2%O2)
Penetração (m) 0,002587 0,002281 (88,17%) 0,001940 (74,99%)
Largura (m) 0,009429 0,009055 (96,03%) 0,009685 (102,71%)
Reforço (m) 0,002842 0,002689 (94,62%) 0,002655 (93,42%)
Área de
penetração (m2) 1,0661e-5 9,663e-6 (90,64%) 8,636e-6 (81,01%)
Área total
fundida (m2) 2,7753e-5 2,6333e-5 (94,88%) 2,5123e-5 (90,52%)
Analisando-se os resultados da tabela 4.9, nota-se que as amostras obtidas
com a mistura M1 apresentaram maiores valores de penetração, reforço, área de
penetração e área total fundida, quando comparados aos valores obtidos com as
misturas M2 e M3, o que resulta em uma maior taxa de deposição de arame
eletrodo, assim como também ocorreu quando esta mistura foi utilizada na forma de
transferência spray e globular. A transferência de calor junto à poça de fusão devido
a dissociação e recombinação do CO2 em seus componentes, mais intensa para a
mistura M1 do que para M2 e inexistente para M3, pode justificar os maiores valores
obtidos. A ausência do CO2 na mistura M3 resultou em menor penetração, menor
reforço do cordão, menor área de penetração e menor área total fundida. Contudo,
os cordões que apresentaram menores valores de penetração (com as misturas M2
e M3) foram os que exibiram o perfil mais distribuído, ou seja, com menor
penetração no centro mas com maiores penetrações nas bordas. Isto ocorre,
provavelmente, devido a maior condutividade térmica do gás hélio, que faz com que
o calor seja conduzido grandemente na coluna de plasma na direção radial,
conforme apresentado no item 2.2.3.
82
A variação percentual de área de penetração, quando comparados os valores
de área de penetração obtidos para as misturas M1 (10,661 mm2) e M3 (8,636 mm2),
foi significativa (aproximadamente 19%), considerando que os parâmetros de
soldagem foram mantidos constantes. Embora a variação percentual de área de
penetração entre os cordões obtidos com as misturas M1 e M3 tenha sido grande, o
perfil de penetração obtido com a mistura M3, com maior quantidade do gás hélio
(18%), ficou distribuído de forma mais uniforme, conforme mostrado na figura 4.6 (c),
quando comparado com o apresentado na figura 4.6 (a).
Os cordões de solda obtidos com as misturas M2 e M3 apresentaram reforço
com maior convexidade, conforme mostrado nas figuras 4.6 (b) e 4.6 (c), podendo
este fato estar relacionado com o baixo potencial de oxidação dessas misturas
gasosas. Cordões de solda com convexidade excessiva, podem resultar em falta de
fusão em soldagem multipasse, devido à formação de cavidades entre os cordões
adjacentes, que passam a ser de difícil preenchimento pelos passes de solda da
camada posterior (JÖNSSON, MURPHY e SZEKELY, 1995).
4.4 Influência do Gás de Proteção na Resistência ao Impacto da Solda
Para verificar a influência das misturas gasosas de proteção (M1, M2 e M3),
propostas nesta pesquisa, na resistência ao impacto das juntas soldas utilizando
chapas de aço ASTM A516 grau 70, foram tomados como referências os valores
mínimos de energia absorvida (J) no teste de impacto Charpy criogênico com
entalhe em V, requeridos pela norma ASTM A-20 / A-20M-89a (ASTM, 1989),
listados na tabela 3.3. A resistência ao impacto das juntas soldadas é de
fundamental importância, pois está associada à vida útil do equipamento, segurança
e aspectos econômicos e ambientais, quando se trata da fabricação de vasos de
pressão. Portanto, a qualificação de um procedimento de soldagem utilizando este
tipo de aço é feita mediante o ensaio de impacto Charpy (ASME, 2001).
4.4.1 Avaliação da Resistência ao Impacto na Zona Fundida e na ZAC
Em conformidade com a norma ASME seção VIII divisão 1UG-84 (ASME,
2001), três amostras com o entalhe localizado na região central da zona fundida e
83
três amostras com o entalhe localizado sobre a ZAC, junto à linha de fusão, foram
testadas. Como foram realizadas três juntas soldadas com cada uma das misturas
gasosas testadas (M1, M2 e M3), visando minimizar o erro sistemático, foram
obtidos dezoito corpos de prova para cada mistura gasosa testada, sendo nove para
avaliação da resistência ao impacto na zona fundida e nove para avaliação na ZAC.
A tabela 4.10 apresenta os resultados encontrados nos ensaios de impacto
Charpy criogênico, para as amostras obtidas da zona fundida das juntas soldadas
com a mistura gasosa M1.
Tabela 4.10 – Valores de energia absorvida no ensaio de impacto Charpy e medidas
da expansão lateral das amostras soldadas com a mistura M1.
Mistura gasosa
Zona fundida Corpo
de prova
Energia absorvida (J)
a – 460C
Média da energia
absorvida (J)
Expansão lateral (mm)
A 48 0,70
B 10 0,15 Junta
soldada 1 C 55
37,67
0,76
A 22 0,36
B 22 0,38 Junta
soldada 2 C 14
19,33
0,21
A 32 0,42
B 16 0,24
M 1
(Ar
+ 2
0% C
O2)
Junta
soldada 3 C 44
30,67
0,65
Analisando os resultados apresentados na tabela 4.10, constatou-se que para
todas as três juntas soldada com a mistura gasosa M1, foi obtido um baixo valor de
energia absorvida (J) no ensaio de impacto Charpy em pelo menos um dos três
corpos de prova testados. Desta maneira, nesta pesquisa, a mistura gasosa M1 foi
classificada como inadequada para a soldagem do aço ASTM A516 grau 70.
Acredita-se que devido ao elevado potencial de oxidação desta mistura, por
conter 20% de dióxido de carbono, ocorra o aprisionamento de partículas óxidas
durante a solidificação dos cordões de solda, diminuindo a resistência ao impacto
destes. Conforme cita a literatura (LYTTLE e STAPON, 1990, MACHADO, 1996), na
84
soldagem GMAW dos aços carbono são utilizados arames/eletrodos contendo
desoxidantes como o silício e/ou manganês para evitar a formação do CO, que
passa a ser um causador de porosidade. No entanto, a atuação destes elementos
desoxidantes, resultam em óxido de silício e de manganês, de acordo com as
equações 2.11 e 2.12 apresentadas no item 2.4. Como a solidificação do metal de
solda é bastante rápida, pode-se supor que uma certa quantidade destes óxidos
fique retida no cordão de solda e que também a incidência de óxidos aumente com o
potencial de oxidação da mistura gasosa.
Embora o valor médio da energia absorvida, encontrado para a junta soldada
número 1 (37,67 J) tenha sido superior ao valor mínimo requerido pela norma ASTM
A-20 / A-20M-89a (ASTM, 1989) para o aço ASTM A516 grau 70, que é de 20J, esta
junta soldada não atendeu às especificações da norma devido ao baixo valor de
energia absorvida alcançado pelo corpo de prova B, que foi de 10 J. A junta soldada
número 2 também não atendeu às especificações da norma empregada, por não
cumprir nenhum dos dois critérios de aceitação, pois o valor médio da energia
absorvida foi inferior à 20J (19,33 J) e o corpo de prova C resultou em energia
absorvida inferior à 16J (14J). Somente a junta soldada número 3 atendeu às
especificações da norma.
A avaliação do comportamento mecânico do material (dúctil ou frágil) também
pode ser relacionada com a expansão lateral, medida na seção transversal após o
rompimento da amostra no ensaio de impacto Charpy. Através da análise dos
valores de expansão lateral, apresentados na tabela 4.10, verificou-se que as
amostras que apresentaram os menores valores de expansão lateral também
apresentaram baixos valores de energia absorvida no ensaio de impacto Charpy,
caracterizando assim a fratura frágil. Esta correlação permitiu a verificação da
veracidade do resultado da energia absorvida, registrada no equipamento durante o
ensaio de impacto Charpy (HERTZBERG, 1996).
A tabela 4.11 apresenta os resultados encontrados nos ensaios de impacto
Charpy criogênico, para as amostras obtidas da zona fundida das juntas soldadas
com a mistura gasosa M2.
85
Tabela 4.11 – Valores de energia absorvida no ensaio de impacto Charpy e medidas
da expansão lateral das amostras soldadas com a mistura M2.
Mistura gasosa Zona fundida
Corpo de
prova
Energia absorvida (J)
a – 460C
Média da energia
absorvida (J)
Expansão lateral (mm)
A 21 0,34
B 51 0,72 Junta
soldada 1 C 19
30,33
0,29
A 38 0,55
B 38 0,52 Junta
soldada 2 C 35
37,00
0,48
A 21 0,30
B 26 0,45
M 2
(Ar
+ 1
5% H
e +
5%
CO
2)
Junta
soldada 3 C 34
27,00
0,48
Os valores médios das energias absorvidas, apresentados na tabela 4.11,
mostraram que todas as três juntas soldadas com a mistura gasosa M2, atenderam
aos requisitos da norma ASTM A-20 / A-20M-89a (ASTM, 1989) para o aço ASTM
A516 grau 70, pois foram superiores à 20J, assim como também não foi encontrado
valor de energia absorvida inferior à 16 J para nenhum dos corpos de prova
testados.
Comparando os resultados obtidos com a mistura gasosa M1 (Ar+20%CO2),
onde somente uma das três juntas soldadas foi aprovada, constatou-se que quando
foi utilizada a mistura gasosa M2 (Ar+15%He+5%CO2) a aprovação foi de 100%.
Este resultado confirmou a grande influência do potencial de oxidação da mistura
gasosa na resistência ao impacto da junta soldada, pois de acordo com a equação
2.5 apresentada no item 2.2.4, a mistura gasosa M2 apresenta um potencial de
oxidação (PO) muito inferior à mistura M1 (PO = 2,5 para M2 e PO = 10 para M1),
garantindo o bom desempenho da junta soldada.
A tabela 4.12 apresenta os resultados encontrados nos ensaios de impacto
Charpy criogênico, para as amostras obtidas da zona fundida das juntas soldadas
com a mistura gasosa M3.
86
Tabela 4.12 – Valores de energia absorvida no ensaio de impacto Charpy e
medidas da expansão lateral das amostras soldadas com a mistura M3.
Mistura
gasosa Zona fundida
Corpo
de
prova
Energia
absorvida (J)
a – 460C
Média da
energia
absorvida (J)
Expansão
lateral (mm)
A 14 0,19
B 12 0,17 Junta
soldada 1 C 20
15,33
0,33
A 36 0,51
B 52 0,75 Junta
soldada 2 C 46
44,67
0,66
A 47 0,68
B 26 0,42
M 3
(Ar
+ 1
8% H
e +
2%
O2)
Junta
soldada 3 C 36
36,33
0,55
Analisando-se os resultados apresentados na tabela 4.12, foi verificado que o
valor obtido para a energia absorvida no ensaio de impacto Charpy foi muito baixo,
para todos os corpos de prova testados da junta soldada número 1, em comparação
com os valores obtidos para os corpos de prova das juntas soldadas 2 e 3, as quais
atenderam às especificações da norma ASTM A-20 / A-20M-89a (ASTM, 1989).
Considerando o baixo potencial de oxidação da mistura gasosa M3
(Ar+18%He+2%O2), a resposta esperada para os valores de energia absorvida
quando esta mistura gasosa fosse utilizada, seria semelhante à apresentada pela
mistura gasosa M2 (Ar+15%He+5%CO2), levando-se em conta um potencial de
oxidação (PO) aproximado para ambas as misturas (PO = 2,5 para M2 e PO = 2
para M3), de acordo com a equação 2.5 apresentada no item 2.2.4.
Através da análise nas superfícies de fratura dos corpos de prova rompidos no
ensaio de impacto Charpy, utilizando-se um esteroscópio com a ampliação de 40
vezes, foi possível identificar a ocorrência de porosidade nas três amostras obtidas
da junta soldada número 1, quando a mistura gasosa M3 foi utilizada. Esta
descontinuidade encontrada justifica os baixos valores de energia absorvida
registrados para os corpos de prova desta junta soldada.
87
Acredita-se que algum fator adverso levou à ocorrência desta porosidade,
sendo que todas as juntas foram soldadas nas mesmas condições e somente esta
apresentou descontinuidade. Pode-se supor que, pelo fato desta mistura gasosa
(M3) conter maior porcentagem do gás hélio (18%) em relação à mistura M2 (15%),
a vazão de 0,00023 m3/s (14 l/min) utilizada esteja muito próxima de um limite
mínimo necessário para a efetiva proteção durante as deposições de solda, uma vez
que o gás hélio, pela sua baixa densidade, exige maiores vazões para proporcionar
proteção gasosa efetiva.
As vinte e sete amostras, obtidas das nove juntas soldadas para a avaliação da
resistência ao impacto na região da ZAC, resultaram em valores de energia
absorvida, no ensaio Charpy criogênico com entalhe em V, com pequena dispersão
(desvio padrão = 7,72). A média dos valores de energia absorvida para as 27
amostras ensaiadas foi de 25,74 J, valor este muito próximo ao valor obtido para a
média da energia absorvida para o metal de base, que foi de 27 J.
A uniformidade de propriedades em uma junta soldada é um fator positivo para
o desempenho da mesma. Deste modo, pode-se entender que a proximidade nos
valores de energia absorvida apresenta pelos corpos de prova obtidos da ZAC e do
metal de base, foi um resultado positivo para este trabalho.
Conforme exposto no item 4.2.3, a variação percentual da energia de soldagem
durante os depósitos de solda com as três misturas testadas (M1, M2 e M3), de
aproximadamente 2%, não foi considerada significativa. Considerando-se a energia
de soldagem como uma constante durante todos os depósitos de solda e a pequena
dispersão nos valores de energia absorvida no ensaio Charpy, pode-se concluir que
a variação microestrutural nas regiões da ZAC tenha sido muito pequena,
comprovando assim o efetivo controle das variáveis de soldagem, não havendo
necessidade, para esta pesquisa, de um detalhamento da microestrutura desta
região.
4.5 Caracterização da Zona Fundida
Quando a mistura gasosa de proteção M1 (Ar+20%CO2) foi utilizada, houve
uma grande dispersão (45 J) nos valores obtidos para energia absorvida no ensaio
88
de impacto Charpy, considerando-se o maior valor obtido (55 J) e o menor valor
obtido (10 J), conforme apresentado na tabela 4.10. Para as misturas gasosas M2
(Ar+15%He+5%CO2) e M3 (Ar+18%He+2%O2) as dispersões foram menores,
respectivamente 32 J e 40 J.
Em virtude desta grande dispersão dos resultados obtidos no ensaio de
impacto Charpy para as amostras testadas, foram realizadas análises
microestruturais na zona fundida, próximo à região da fratura, para verificar a
homogeneidade da microestrutura, tendo em vista que a energia de soldagem foi
considerada constante para todos os depósitos de solda realizados.
Como o potencial de oxidação das três misturas gasosas não foi mantido
constante, visto que a mistura M1 contém 20% de CO2, M2 contém 5% de CO2 e M3
contém 2% de O2, realizou-se uma análise metalográfica na região imediatamente
abaixo da superfície de fratura, com o objetivo de quantificar as inclusões óxidas, as
quais também foram identificadas através da microscopia eletrônica de varredura
(MEV), quando esta técnica de análise foi utilizada para a verificação do aspecto da
fratura, que serão abordados nos itens 4.5.2 e 4.5.3.
Conforme apresentado no item 4.4.1, acredita-se que a presença de inclusões
óxidas no metal de solda esteja diretamente relacionada com a resistência ao
impacto dos corpos de prova ensaiados por Charpy, podendo justificar as dispersões
encontradas nos valores de energia absorvida nos ensaios.
4.5.1 Análise Microestrutural da Zona Fundida
Para todas as amostras ensaiadas, independente do tipo de gás de proteção
utilizado, a microestrutura apresentou-se bastante similar, tendo em vista a utilização
dos mesmos parâmetros de soldagem para todos os depósitos de solda executados.
A figura 4.7 é representativa da microestrutura da zona fundida para os corpos de
prova rompidos por Charpy. Observa-se que esta microestrutura é diretamente
relacionada ao aporte de calor utilizado, como também aos ciclos térmicos impostos
pela soldagem multipasse (LINNERT, 1994).
89
Figura 4.7 – Microestrutura da zona fundida próxima à região do entalhe na face
lateral dos corpos de prova ensaiados por Charpy (Ataque: Nital 2%).
Na região abaixo do entalhe em V da figura 4.7 é observada a formação de
grãos colunares epitaxiais, que são característicos da solidificação de uma zona
fundida de soldas, conforme apresentado no item 2.4.2 desta pesquisa. A figura 4.8
mostra o detalhamento desta região através de uma imagem obtida com maior
ampliação.
Superfície do entalhe em V
Fundo do entalhe em V
Reg
ião
colu
nar
Recristalização/Refino de grão
90
Figura 4.8 – Microestrutura com formação colunar (Ataque: Nital 2%).
Na solidificação dos grãos primários, de forma epitaxial, elementos de liga que
são mais solúveis no líquido são rejeitados pelo material sólido e difundidos no
líquido remanecente da interface sólido/líquido, diminuindo o ponto de fusão das
regiões que sofrem maior segregação. Estas complexas interações metalúrgicas que
ocorrem de forma desordenada na solidificação da zona fundida de uma solda,
assim como o efeito de segregação, resultam no crescimento lateral das células
primárias formadas, produzindo os grãos colunares característicos, apresentados na
figura 4.8 (LINNERT, 1994). Comparando-se as microestruturas das amostras que
obtiveram menor e maior valor para a energia absorvida no ensaio Charpy, não
foram constatados acúmulos de segregação que pudessem estar relacionados com
a variação na resistência ao impacto dos corpos de prova e a dispersão nos valores
de energia absorvida nos ensaios.
Na região inferior da figura 4.7 pode ser observada a recristalização da
microestrutura, causada pelo ciclo térmico imposto pelos passes de solda da
camada superior, originando uma microestrutura granular refinada caracterizada
pela presença de grãos de ferrita, que se apresentam com coloração clara e regiões
perlíticas com coloração escura. A figura 4.9 mostra o detalhamento desta região
através de uma imagem obtida com maior ampliação.
91
Figura 4.9 – Microestrutura da região recristalizada (Ataque: Nital 2%).
A similaridade observada na análise microestrutural, principalmente nas
proximidades do fundo do entalhe em V, que é a região de concentração de tensões
nos corpos de prova ensaiados por Charpy, permitiu a confirmação da repetibilidade
dos procedimentos utilizados na execução das juntas soldadas, onde os parâmetros
de soldagem foram mantidos constantes, variando somente a mistura gasosa de
proteção. Portanto, constatou-se que as dispersões encontradas nos valores da
energia absorvida nos ensaios de impacto Charpy, nesta pesquisa, não estão
associadas à microestrutura das amostras e ao fenômeno da segregação.
4.5.2 Análise de Inclusões Óxidas na Zona Fundida
Utilizando a técnica de análise de materiais por metalografia, foi identificada a
presença de inclusões óxidas na zona fundida, nas seções transversais
imediatamente abaixo da superfície de fratura dos corpos de prova ensaiados por
Charpy, seguindo a metodologia apresentada no item 3.4.3. A figura 4.10 representa
o resultado das análises micrográficas realizadas.
92
Figura 4.10 – Análise de inclusões em amostras soldadas com a mistura M1
(Ar+20%CO2) e ensaiadas por Charpy: (a) 10 J e (b) 55J.
Como pode ser observado na figura 4.10, a quantidade de inclusões óxidas é
maior em (a) do que em (b), podendo ser esta a causa do baixo valor de energia
absorvida no ensaio de impacto Charpy, obtido nesta amostra. Cabe ressaltar que
estas imagens foram tomadas da região de maior concentração de inclusões
encontrada na seção transversal destas amostras, pois a focalização de toda a
seção ao microscópio foi impossível para a ampliação utilizada, o que justifica as
diferentes formações e colorações apresentadas.
Utilizando-se o recurso de medição de área através do contraste, do software
Image Pro Plus, foi possível quantificar as inclusões óxidas na zona fundida das
amostras. Foram analisadas as seções transversais imediatamente abaixo da
superfície de fratura de dois corpos de prova ensaiados por Charpy, sendo estes os
que obtiveram a maior e a menor energia absorvida, quando cada uma das três
misturas gasosas testadas (M1, M2 e M3) foi utilizada, totalizando seis amostras. O
valor total da área de inclusões encontradas nas seções dos corpos de prova são
apresentados na tabela 4.13.
93
Tabela 4.13 – Valor total da área de inclusão nas seções transversais dos
corpos de prova ensaiados por Charpy.
Mistura
gasosa
M1
(Ar+20%CO2)
M2
(Ar+15%He + 5%CO2)
M3
(Ar+18%He+2%O2)
Energia
absorvida no
Charpy (J)
10
(18%)
55
(100%)
19
(37%)
51
(100%)
12
(23%)
52
(100%)
Área total de
inclusões na
seção (µµµµm2)
18 434
(100%)
7 006
(38%)
10 621
(100%)
6 892
(65%)
6 752
(100%)
5 024
(74%)
Analisando-se os resultados apresentados na tabela 4.13, constatou-se que os
corpos de prova que apresentaram os menores valores de energia absorvida, foram
os mesmos que apresentaram as maiores quantidades de inclusões óxidas. A
ocorrência de inclusões de óxidos em maior proporção nas juntas soldadas que
apresentaram os menores valores de energia absorvida, parece apontar para uma
relação direta entre estas duas situações.
Tomando-se como referência (100%) as amostras com os menores valores de
energia absorvida e com as maiores áreas de inclusão de óxidos, listadas na tabela
4.13, observou-se que:
� Quando a mistura gasosa M1 foi utilizada, o corpo de prova que apresentou o
menor valor de energia absorvida no ensaio Charpy (10 J) correspondeu apenas
à 18% da maior energia absorvida (55 J). No entanto, a quantidade de inclusões
óxidas encontrada na amostra que apresentou maior energia, foi 62% menor.
� Quando a mistura gasosa M2 foi utilizada, o valor da menor energia absorvida
no ensaio de impacto Charpy correspondeu à 37% do maior valor obtido. A
diferença observada para a quantidade de inclusões encontrada nas amostras
que apresentaram a maior e a menor energia absorvida foi de 35%.
94
� A relação entre os valores de maior e menor energia absorvida no ensaio de
impacto Charpy, quando a mistura gasosa M3 foi utilizada também foi similar à
encontrada para a mistura gasosa M1. Porém a quantidade de inclusões óxidas
encontrada na amostra que apresentou a maior energia no ensaio de impacto
Charpy (52 J), foi apenas 26% menor, quando comparada à amostra que
apresentou menor energia (12 J). Apesar da pequena diferença na quantidade de
inclusões, acredita-se que o baixo valor de energia absorvida no ensaio Charpy
para esta amostra, pode ser explicado pela presença de poros, citados
anteriormente no item 4.4.1.
A concentração das inclusões óxidas durante a solidificação da zona fundida
não foi homogênea, pois, de uma mesma junta soldada obtêm-se amostras com
diferentes quantidades de inclusões, que variam em função da seção analisada.
4.5.3 Análise da Fratura da Zona Fundida
Observando o aspecto da fratura dos corpos de prova ensaiados por Charpy,
utilizando a técnica de análise por microscopia eletrônica de varredura (MEV),
observou-se a presença de planos de clivagem para as amostras que foram
soldadas com a mistura gasosa M1 (Ar+20%CO2), as quais apresentaram os
menores valores de energia absorvida no teste de impacto Charpy (abaixo de 20 J).
Segundo HERTZBERG (1996) os planos de clivagem ocorrem preferencialmente em
planos cristalográficos específicos ({100} para materiais com arranjo atômico cúbico
de corpo centrado) e são usualmente associados à baixa energia absorvida na
fratura. A presença de planos de clivagem são características microfratográficas de
uma fratura frágil. A figura 4.11 apresenta a fratografia de uma amostra soldada com
a mistura gasosa M1 que apresentou 14 J para o valor da energia absorvida no
ensaio Charpy.
95
Figura 4.11 – Fratografia do corpo de prova soldado com a mistura gasosa M1
ensaiado por Charpy (14 J).
Conforme pode ser observado na figura 4.11, associado aos planos de
clivagem, existe a presença de partículas óxidas, indicadas por setas, que podem
ser visualizadas em um formato esferoidal de coloração clara e com variados
tamanhos. Conforme cita a literatura (ASM, 1972, HERTZBERG, 1996), o
comportamento frágil dos aços é usualmente considerado iniciar-se por diferentes
tipos de sítios de nucleação, incluindo: carbonetos de ferro, partículas de segunda
fase (como por exemplo TiC), inclusões de sulfeto de manganês (MnS) ou inclusões
de óxido de manganês (MnO) e óxido de silício (SiO2). Considerando-se que o
arame/eletrodo utilizado nos depósitos de solda continha elementos desoxidantes
como o silício e o manganês, acredita-se que a origem das partículas óxidas,
encontradas na análise fratográfica apresentada na figura 4.11, deve-se,
provavelmente, às intensas reações de oxidação que ocorreram entre estes
elementos do metal de adição (0,850 %Si e 1,460%Mn) e o oxigênio proveniente da
mistura gasosa de proteção (Ar+20%CO2). Sendo a solidificação do metal de solda
96
bastante rápida, pode-se supor que ocorra o aprisionamento de uma certa
quantidade destas partículas óxidas durante a solidificação dos cordões de solda.
A figura 4.12 apresenta o aspecto da fratura, analisada através da microscopia
eletrônica de varredura, de uma amostra obtida com a mistura gasosa M1, a qual
apresentou 48 J para o valor da energia absorvida no ensaio Charpy.
Figura 4.12 – Fratografia do corpo de prova soldado com a mistura gasosa M1
ensaiado por Charpy (48 J).
Como pode ser visto na figura 4.12, observou-se uma aspecto misto da fratura,
formada por planos de clivagem nas regiões indicadas pelas setas e por cavidades
conhecidas classicamente como dimples na região central, onde ocorreu a
coalescência destas microcavidades, que é a característica microfratográfica de uma
fratura dúctil (ASM, 1972, HERTZBERG, 1996). Nesta figura, não se observa a
presença de inclusões em mesmas dimensões e proporções encontradas na figura
4.11, podendo-se associar este fato ao maior valor de energia absorvida no ensaio
Charpy (48 J) para este corpo de prova.
97
Por meio da análise de inclusões óxidas apresentada no item 4.5.2, já havia
indícios de que o valor da energia absorvida no teste de impacto Charpy estava
diretamente relacionado à quantidade de inclusões nas amostras. Na microscopia
eletrônica de varredura também pode-se constatar que, provavelmente, a
concentração das inclusões óxidas durante a solidificação das soldas não seja
homogênea, pois para amostras obtidas de uma mesma junta soldada, as
características microfratográficas se apresentaram distintas. Estes resultados
encontrados podem justificar as dispersões ocorridas nos valores de energia
absorvida no ensaio de impacto Charpy, apresentados na tabela 4.10, quando a
mistura gasosa M1 foi utilizada, a qual possui maior potencial de oxidação, quando
comparada às misturas gasosas M2 e M3, resultando em maior quantidade de
partículas óxidas na poça de fusão durante os depósitos de solda.
98
5 CONCLUSÕES
Com base nos resultados desta pesquisa, pôde-se chegar às seguintes
conclusões:
- Em relação à estabilidade do arco elétrico:
� O arco elétrico de soldagem apresentou melhor estabilidade com as misturas
contendo o gás hélio ( M2 e M3), nas formas de transferência spray e globular.
� Na transferência por curto-circuito, melhor estabilidade do arco elétrico foi
observada com a mistura M1.
- Em relação à morfologia dos cordões de solda:
� A forma de penetração dos cordões de solda depositados sobre chapa foram
influenciadas pela forma de transferência metálica e pela composição do gás de
proteção, com maior influência da primeira.
� Nos cordões de solda obtidos com transferência metálica curto-circuito, verificou-
se maior fusão nas bordas dos mesmos, com as misturas gasosas contendo o
gás (M2 e M3).
� Pela morfologia obtida com os três modos de transferência metálica, a
transferência curto-circuito foi considerada a mais indicada para a minimização
de falta de fusão e falta de penetração, para a soldagem multipasse do aço
ASTM A516 para as misturas gasosas utilizadas neste trabalho.
- Em relação à resistência ao impacto das juntas soldadas:
99
� Num total de três juntas soldadas com a mistura gasosa M1, duas não atenderam
aos requisitos de impacto solicitados pela norma utilizada nesta pesquisa, pelo
excessivo grau de inclusões de óxidos, confirmando a grande influência do
potencial de oxidação da mistura na resistência ao impacto da junta soldada.
� As misturas gasosas M2 e M3 podem ser recomendadas para a soldagem do aço
ASTM A516 grau 70, pois os valores de energia absorvida apresentados no
ensaio Charpy atenderam aos requisitos da norma utilizada.
� Os corpos de prova que apresentaram os menores valores de energia absorvida
foram os mesmos que apresentaram as maiores incidências de inclusões de
óxidos, reveladas através da microscopia eletrônica de varredura e da
metalografia.
� A concentração de inclusões de óxidos na zona fundida não foi homogênea, pois
para amostras retiradas de uma mesma junta soldada, obteve-se seções com
diferentes índices de inclusões.
100
6 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
Considerando os resultados encontrados nesta pesquisa, sugere-se que:
� outras composições de misturas gasosas de proteção, contendo maiores
porcentagens do gás hélio, sejam analisadas, com o objetivo de melhorar ainda
mais a distribuição da penetração nos cordões de solda, para transferência por
curto-circuito.
� ensaios de tração e de dobramento sejam realizados em corpos de prova obtidos
das juntas soldadas, para uma avaliação mais detalhada do comportamento
mecânico destas.
101
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