INFLUÊNCIA DA FORÇA NA SOLDAGEM DE TOPO POR …livros01.livrosgratis.com.br/cp109534.pdf · inclusões e óxidos na região da solda. Palavras-chave: Soldagem por resistência,

Pontifícia Universidade Católica de Minas Gerais Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica

Dissertação de Mestrado

INFLUÊNCIA DA FORÇA NA SOLDAGEM DE TOPO POR RESISTÊNCIA DO AÇO

INOXIDÁVEL AISI 409

Pedro Paiva Brito

Belo Horizonte

2007

Livros Grátis

http://www.livrosgratis.com.br

Milhares de livros grátis para download.

Pedro Paiva Brito

INFLUÊNCIA DA FORÇA NA SOLDAGEM DE TOPO POR RESISTÊNCIA DO AÇO

INOXIDÁVEL AISI 409

Dissertação apresentada ao Departamento de Engenharia Mecânica como parte dos requisitos para obtenção do título de Mestre em Ciências em Engenharia Mecânica. Orientador: José Rubens Gonçalves Carneiro

Belo Horizonte 2007

Pedro Paiva Brito

Influência da Força na Soldagem de Topo por Resistência do Aço Inoxidável AISI 409

Dissertação apresentada ao Departamento de Engenharia Mecânica

como parte dos requisitos para obtenção do título de Mestre em

Ciências em Engenharia Mecânica.

Belo Horizonte, 2007.

José Rubens Gonçalves Carneiro (Orientador) – PUC Minas

Paulo César de Matos Rodrigues (Examinador Externo) – UFMG

Denilson Laudares Rodrigues (Examinador Interno) – PUC Minas

Aos meus pais, meus maiores mestres.

AGRADECIMENTOS

Ao meu orientador José Rubens pelo aprendizado e pelo incomparável zelo

dispensado a esse trabalho.

Ao meu amigo e mestre Attenister Tarcísio Rêgo e meu grande amigo Tarcísio

Flávio Umbelino Rêgo, pelo comprometimento e incansável apoio, sem o qual

esse trabalho jamais se teria realizado.

Aos meus pais e meu irmão Francisco pelo apoio, especialmente na parte final

desse trabalho.

À minha namorada, Esther de Magalhães Correia, pela compreensão nos

momentos de ausência e por me haver apoiado em tudo, desde o início.

Aos funcionários da PUC, que grande auxílio técnico prestaram: Ivan José

Santanta, Vinícius Maia de Sá e Carlos Eduardo dos Santos.

À Fundação de Amparo à Pesquisa de Minas Gerais pela bolsa de estudos.

À Pontifícia Universidade Católica de Minas Gerais pela concessão dos

laboratórios e equipamentos.

RESUMO

O presente trabalho tem como objetivo o estudo da influência da força na

soldagem de topo por resistência do aço inoxidável ferrítico AISI 409. Os testes

de soldagem foram realizados em chapas com 1,6 mm de espessura. A força de

soldagem foi aplicada sobre os corpos-de-prova com um cilindro pneumático

acionado com diferentes pressões. O valor da força foi medido durante todo o

processo com uma célula de carga ligada a um sistema de aquisição de dados. A

resistência de contato e a temperatura das chapas também foram monitoradas

durante o processo. Graças à metodologia empregada, foi possível avaliar o

impacto da força de soldagem nos demais parâmetros do processo. Verificou-se

que a força apresenta uma correlação positiva com a taxa de variação resistência

dinâmica. Os corpos-de-prova soldados foram submetidos à análise de

microestrutra onde se observou que, na presença de força, ocorre diminuição de

inclusões e óxidos na região da solda.

Palavras-chave: Soldagem por resistência, AISI 409, força de soldagem,

resistência dinâmica.

ABSTRACT

The present works aims at assessing the influence of the force applied to the

resistance butt welding of AISI 409 ferritic stainless steels. The welding

experiments were performed on plates with 1,6 mm thickness. The welding force

was applied using a pneumatic piston which was used with different pressure

settings. The value of the applied force was measured during the experiments with

a strain-gage based force cell connected to a data acquisition system. The

dynamic resistance of the weld and the specimens’ temperature were also

monitored during the tests. The methodology adopted in this work allowed for the

evaluation of the impact of the welding force on the remaining process

parameters. It was verified that the force has a positive correlation with the rate of

change of the dynamic resistance. The welded specimens were analyzed using

optical microscopy and it was verified that when force is applied, the quantity of

irregularities and impurities present in the faying interface is lessened.

Keywords: Resistance welding, AISI 409, welding force, dynamic resistance.

LISTA DE FIGURAS

FIGURA 2.1 Aço inoxidável ferrítico sem corrosão intergranular ..........................25

FIGURA 2.2 Corrosão intergranular em aço inoxidável ferrítico............................25

FIGURA 2.3 Crescimento de grão na soldagem do aço AISI 430.........................27

FIGURA 2.4 Principais processos de soldagem por resistência ...........................29

FIGURA 2.5 Representação dos principais componentes de um transformador

monofásico ...........................................................................................................31

FIGURA 2.6 Resistências do circuito de soldagem na soldagem de topo por

resistência ...........................................................................................................34

FIGURA 2.7 Resistência de contato em função da temperatura e da pressão para

aço carbono...........................................................................................................38

FIGURA 2.8 Resistência de contato em função da temperatura e da pressão para

aço inoxidável AISI 304.........................................................................................38

FIGURA 2.9 Evolução da força de soldagem em equipamentos de diferente

rigidez ...........................................................................................................40

FIGURA 2.10 Evolução da força na soldagem por pontos....................................41

FIGURA 3.1 Dimensões em milímetros dos corpos-de-prova utilizados nos

experimentos.........................................................................................................42

FIGURA 3.2 Diagrama de blocos dos equipamentos utilizados nos testes de

soldagem ...........................................................................................................43

FIGURA 3.3 Máquina soldagem modificada para soldagem de topo de chapas ..45

FIGURA 3.4 Fotografia mostrando a atual condição da máquna de soldagem ....46

FIGURA 3.5 Circuito equivalente da máqiuna de soldagem .................................47

FIGURA 3.6 Ligação entre o contator da máquina de soldagem e o sistema de

controle ...........................................................................................................47

FIGURA 3.7 Transformador auxiliar de pré-aquecimento montado na máquina de

soldagem ...........................................................................................................48

FIGURA 3.8 Ligação dos relés que acionam o pré-aquecimento..........................49

FIGURA 3.9 Fotografia da montagem do pistão pneumático na máquina de

soldagem ...........................................................................................................50

FIGURA 3.10 Pontos de injeção de nitrogênio na máquina de soldagem.............51

FIGURA 3.11 Diagrama esquemática da ligação do cilindro de gás com o sistema

de controle ...........................................................................................................52

FIGURA 3.12 Tela principal do programa de computador utilizado nos testes .....53

FIGURA 3.13 Desenhos indicando as dimensões da célula de carga (a) e (b) e

sua forma geral (c) ................................................................................................55

FIGURA 3.14 Circuito eletrônico dos amplificadores de sinal utilizados ...............56

FIGURA 3.15 Circuito usado na medição da corrente de soldagem.....................57

FIGURA 3.16 Circuito usado na medição da tensão de soldagem .......................58

FIGURA 4.1 Curva de Calibração dos termopares em função do sinal de tensão

amplificado ...........................................................................................................64

FIGURA 4.2 Evolução da temperatura para o tempo de soldagem de 1s, com pré-

aquecimento..........................................................................................................65

FIGURA 4.3 Curva de calibração da célula de carga............................................66

FIGURA 4.4 Evolução da força durante a soldagem, com tempo de soldagem de

1,5s, sem pré-aquecimento e força aplicada de 300N ..........................................67

FIGURA 4.5 Dados correspondentes ao sinal de tensão adquirido durante a

soldagem, com tempo de soldagem de 1s e força de 600N .................................68

FIGURA 4.6 Dados correspondentes ao sinal de corrente adquirido durante a

soldagem, com tempo de soldagem de 1s e força de 600N .................................69

FIGURA 4.7 Relação de fases entre os sinais de corrente e tensão ....................70

FIGURA 4.8 Corrente eficaz de soldagem, comparada com o valor realmente

medido ...........................................................................................................70

FIGURA 4.9 Tensão eficaz de soldagem, comparada com o valor realmente

medido ...........................................................................................................71

FIGURA 4.10 Evolução da resistência dinâmica, para o tempo de soldagem de

1s, sem pré-aquecimento e sem força aplicada ....................................................72


1s, sem pré-aquecimento e com força aplicada de 300N .....................................73




1s, com pré-aquecimento e sem aplicação de força .............................................75


1s, com pré-aquecimento e com força aplicada de 300N .....................................75


1s, com pré-aquecimento e com força aplicada de 600N .....................................76



FIGURA 4.17 Corpo-de-prova submetido à soldagem por 3s, com força aplicada

de 600N sem pré-aquecimento .............................................................................78

FIGURA 4.18 Evolução da resistência dinâmica para o tempo de soldagem de 3s,

sem pré-aquecimento e força aplicada de 600N...................................................78

FIGURA 4.19: Evolução da força durante a soldagem para o tempo de soldagem

de 3s, força aplicada de 600N, sem pré-aquecimento ..........................................79

FIGURA 4.20: Corpo-de-prova submetido à soldagem por 3s, com força aplicada

de 300N sem pré-aquecimento .............................................................................80

FIGURA 4.21: Evolução da resistência dinâmica para o tempo de soldagem de 3s,

sem pré-aquecimento e força aplicada de 300N. ..................................................80

FIGURA 4.22: Evolução da força durante a soldagem para o tempo de soldagem

de 3s, força aplicada de 300N, sem pré-aquecimento ..........................................81

FIGURA 4.23: Corpo-de-prova submetido à soldagem por 3s, sem força aplicada

e sem pré-aquecimento.........................................................................................82


sem força aplicada e sem pré-aquecimento..........................................................83

FIGURA 4.25: Evolução da resistência dinâmica média em função do tempo de

soldagem para as forças aplicadas de 0, 300 e 600N...........................................84





LISTA DE TABELAS

TABELA 2.1 Composição química média de alguns aços inoxidáveis ferríticos ...21

TABELA 3.1 Parâmetros dos ensaios realizados..................................................62

TABELA 4.1Composição química do aço utilizado nos experimentos ..................63

TABELA 4.2 Valores médios de resistência dinâmica e os respectivos desvio-

padrão ...........................................................................................................72

NOMENCLATURA

A – área de um condutor (m2);

E – energia de soldagem (J);

G – ganho de um amplificador de sinal (depende);

I – corrente elétrica (A);

I1 – corrente no enrolamento primário de um transformador (A);

I2 – corrente no enrolamento secundário de um transformador (A);

Is – corrente de soldagem (A);

L – comprimento de um condutor (m);

n – número de pontos tomados para o cálculo do valor eficaz (adimensional);

N1 – número de espiras do enrolamento primário de um transformador

(adimensional)

N2 – número de espiras do enrolamento secundário de um transformador

(adimensional)

Q – calor gerado durante a soldagem (J);

R – resistência elétrica de um condutor qualquer (Ω);

R1 e R2 – resistências elétricas dos corpos-de-prova (Ω);

RC – resistência de contato entre os corpos-de-prova (Ω);

RCE – resistência de contato entre eletrodo e peça (Ω);

RE – resistência elétrica dos eletrodos (Ω);

RG – resistência de ganho em um circuito amplificador (Ω);

Ri – resistência elétrica em um ponto qualquer do circuito de soldagem (Ω);

ts – tempo de soldagem (s);

V – queda de tensão sobre um condutor qualquer (V);

V1– tensão no enrolamento primário de um transformador (V);

V2 – tensão no enrolamento secundário de um transformador (V);

XE – valor eficaz de uma grandeza qualquer (depende);

Xi – valor de uma determinada grandeza qualquer (depende);

η − rendimento do processo de soldagem (adimensional);

ρ - resistividade elétrica de um material (Ω x m);

SUMÁRIO

CAPÍTULO 1 INTRODUÇÃO ............................................................. 15

1.1 JUSTIFICATIVA....................................................................................15

1.2 OBJETIVOS .........................................................................................17

1.3 ESTADO DA ARTE ..............................................................................18

CAPITULO 2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA........................................ 19

2.1 AÇOS INOXIDÁVEIS............................................................................19

2.2 AÇOS INOXIDÁVEIS FERRÍTICOS.....................................................21

2.2.1 Soldabilidade dos Aços Inoxidáveis Ferríticos ...............................23

2.3 SOLDAGEM POR RESISTÊNCIA........................................................28

2.3.1 Resistência Dinâmica.....................................................................33

2.3.2 Força de Soldagem........................................................................39

CAPITULO 3 METODOLOGIA EXPERIMENTAL ............................. 42

3.1 MATERIAIS ..........................................................................................42

3.2 MONTAGEM EXPERIMENTAL............................................................42

3.3 SISTEMA DE SOLDAGEM...................................................................44

3.3.1 Máquina de Soldagem...............................................................44

3.3.2 Transformador de Pré-Aquecimento..........................................48

3.3.3 Pistão Pneumático.....................................................................49

3.3.4 Cilindro de Gás Nitrogênio.........................................................51

3.4 SISTEMA DE CONTROLE ...................................................................52

3.4.1 Sistema de Aquisição de Dados................................................52

3.4.2 Aquisição do Sinal de Força ......................................................54

3.4.3 Aquisição dos Sinais de Corrente e Tensão de Soldagem........56

3.4.4 Aquisição do Sinal de Temperatura...........................................59

3.5 ENSAIO METALOGRÁFICO DOS CORPOS-DE-PROVA ...................60

3.6 PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL....................................................61

CAPITULO 4 DISCUSSÃO DE RESULTADOS ................................ 63

4.1 ANÁLISE QUÍMICA ..............................................................................63

4.2 CALIBRAÇÃO DOS SENSORES.........................................................64

4.2.1 Calibração dos Termopares ......................................................64

4.2.2 Calibração da Célula de Carga..................................................66

4.3 CORRENTE E TENSÃO DE SOLDAGEM ...........................................68

4.4 RESISTÊNCIA DINÂMICA ...................................................................71

4.5 ANÁLISE METALOGRÁFICA...............................................................84

CAPITULO 5 CONCLUSÕES E RECOMENDAÇÕES...................... 91

5.1 CONCLUSÕES.....................................................................................91

5.2 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS....................................92

CAPITULO 6 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS............................ 93

15

1 INTRODUÇÃO

1.1 JUSTIFICATIVA

Um sistema de exaustão automotivo moderno típico pode ser dividido em

duas partes, conhecidas como extremidades quente e fria. A extremidade quente

inicia-se diretamente na saída dos gases do motor, compreendendo o coletor, o tubo

primário e o catalisador. Em sistemas de exaustão mais elaborados existe, também,

uma junta flexível que tem a função de absorver vibrações do motor, que poderiam

provocar danos ao sistema. A extremidade fria inicia-se logo após o catalisador,

consistindo-se principalmente do tubo intermediário, do abafador e do tubo

secundário.

Os sistemas de exaustão com catalisadores geralmente trabalham em

temperaturas mais altas que os sem catalisadores e requerem materiais com maior

resistência a altas temperaturas e à corrosão, como os aços inoxidáveis. Os aços

inoxidáveis são utilizados com mais freqüência nas peças que estão entre o

catalisador e o motor, uma vez que qualquer processo de corrosão que se inicie

antes do catalisador pode gerar resíduos que ficarão aderidos na superfície do corpo

catalítico e diminuir a eficiência da catálise. Automóveis mais sofisticados utilizam na

extremidade quente peças de aço inoxidável revestidas com liga alumínio-silício

(93% Al – 7% Si), sendo que a função básica do revestimento é manter o apelo

visual do produto, pois o aço inoxidável, com apenas alguns dias de serviço no

16

sistema de exaustão, adquire coloração escura, sem, contudo, prejuízo de suas

qualidades metalúrgicas (Baptista, 2002).

Em muitos projetos os aços inoxidáveis são utilizados, também, na

extremidade fria, porém, para carros mais populares, é comum a utilização de aço

baixo carbono revestido com a mesma liga alumínio-silício (93% Al – 7% Si). Alguns

projetos optam, inclusive, por montar as peças internas em aço inoxidável e por

revesti-las externamente com o aço aluminizado, reduzindo assim o custo que seria

de uma peça com a espessura total em inoxidável.

Os veículos movidos a álcool e diesel, conforme as leis brasileiras atuais,

prescindem de catalisadores em seus sistemas de exaustão, praticamente não

utilizando aço inoxidável em seu projeto, sendo, por esta razão, excluídos deste

estudo.

Os aços inoxidáveis ferríticos com baixos teores de cromo atendem às

exigências da aplicação de resistência à corrosão, desempenho em alta temperatura

e boa tenacidade para serem conformados na configuração de tubos. Os tubos de

um sistema de exaustão são fabricados através do processo de soldagem por

indução de alta freqüência que, devido à sua alta produtividade, permite um custo

reduzido do produto. A soldagem por indução de alta freqüência é um processo de

soldagem por deformação pertencente ao segmento de soldagem por resistência,

que utiliza o calor gerado na interface dos materiais pela passagem de um fluxo de

corrente elétrica (efeito Joule) simultaneamente com a aplicação de pressão (CARY,

1998; WRIGHT, 2002; MARTIN, 1971 e RUDD, 1957).

Os equipamentos de soldagem por indução de alta freqüência possuem, em

geral, um alto índice de automatização e são caracterizados por serem

equipamentos compactos e de alto valor agregado (AWS, 1991). No entanto, a alta

17

produtividade desse equipamento torna-o inadequado para a realização de testes de

simulação, uma vez que acarreta desperdício elevado de matéria-prima,

aumentando o custo dos ensaios. Santana et al (2002) buscaram o desenvolvimento

de um equipamento utilizando uma máquina de soldagem por pontos, para simular o

processo de soldagem por indução de alta freqüência industrial. Observou-se a

necessidade de quantificação de parâmetros do processo no equipamento

desenvolvido, para propiciar maior flexibilidade e reprodutibilidade dos resultados

industriais. Dentre os parâmetros, pode ser citada a força de soldagem como um dos

mais importantes com impacto na resistência dinâmica e na expulsão de material

oxidado originário no processo de soldagem, o que motivou a realização do presente

trabalho.

1.2 OBJETIVOS

- Dar continuidade à instrumentação do equipamento de soldagem, realizada

em trabalhos anteriores, incluindo a medição de força aplicada sobre os corpos-de-

prova;

- Automatização do equipamento para o controle dos seguintes parâmetros do

processo: tempo de soldagem, de pré-aquecimento e de injeção de gás de proteção.

- Estudo do efeito da força de soldagem na resistência dinâmica com e sem

pré-aquecimento da junta.

18

1.3 ESTADO DA ARTE

A tendência dos estudos mais recentes sobre soldagem por resistência é o

desenvolvimento de modelos matemáticos capazes de prever propriedades

mecânicas de materiais soldados, bem como fornecer indicativos sobre a qualidade

das soldas obtidas com base em simulações computacionais (VITEK, ISKANDER e

OBLOW, 2000; IRVING, 1997; CHEN et al, 1997).

Com o objetivo de se verificar os modelos empregados, o monitoramento dos

parâmetros do processo de soldagem, com especial atenção para a força de

soldagem e resistência dinâmica é de grande importância (SONG, ZHANG e BAY,

2005; CHO e RHEE, 2002; CHIEN e KANNATEY-ASIBU, 2002). Considerável

esforço tem sido empreendido na criação de modelos matemáticos em elementos

finitos capazes de descrever o comportamento dessas variáveis com o objetivo

realizar previsões com relação às propriedades mecânicas do material soldado

(HOU et al, 2006; CHENG e ZHOU, 2003; NA e PARK, 1996). Modelos matemáticos

baseados em redes neurais também têm sido desenvolvidos com base na

resistência dinâmica com o objetivo de se criar mecanismos de avaliação da

qualidade das soldas produzidas (CHO e RHEE, 2002).

19

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

2.1 AÇOS INOXIDÁVEIS

Os aços inoxidáveis são um grupo especial de ligas Fe-C desenvolvidas para

resistir à corrosão. O campo de aplicação para aços inoxidáveis é vasto e envolve

situações onde é necessário haver resistência à corrosão, em altas e baixas

temperaturas, resistência à tração, ductilidade e em locais onde é necessário haver

higiene e limpeza, como, por exemplo, em cozinhas, hospitais e fábricas de

processamento de alimentos.

O principal elemento de liga é o cromo, que é, também, o responsável por

conferir a propriedade de resistência à corrosão. Em geral, a quantidade de cromo

necessária para atingir esse fim é de aproximadamente 11%. Outros elementos, com

destaque para níquel, molibdênio, titânio, silício e nióbio são adicionados ao material

com vistas em se obter propriedades mecânicas adequadas às aplicações

específicas. O níquel, além de melhorar as propriedades mecânicas dos aços

inoxidáveis, melhora sua resistência à corrosão em soluções neutras de cloretos e

ácidos de baixa capacidade de oxidação. O molibdênio aumenta a faixa de

passividade dos aços inoxidáveis e melhora sua resistência à corrosão em ácidos

sulfúricos e soluções neutras de cloretos. O titânio e o nióbio são acrescentados com

o objetivo de evitar a precipitação de carbonetos de cromo no material, que ocorre

em determinadas condições de temperatura. O silício, assim como o alumínio,

aumenta a resistência à oxidação do aço em temperaturas elevadas.

20

Os aços inoxidáveis se dividem, de acordo com sua estrutura cristalina, nos

seguintes grupos principais:

- Austeníticos: são o tipo mais comum de aço inoxidável. A quantidade

máxima de carbono nesses aços é 0,15% e a quantidade mínima de cromo é 16%.

Os elementos utilizados para estabilização da austenita são o níquel e o manganês;

- Ferríticos: os aços inoxidáveis ferríticos usualmente contêm entre 10,5 e

30% de cromo e possuem elevada resistência à corrosão;

- Martensíticos: os aços inoxidáveis martensíticos contêm geralmente entre 12

e 14% de cromo. Outros elementos de liga comuns são o molibdênio e o níquel. O

teor de carbono presente nesses aços varia entre 0,1 a 1%.

- Duplex: esses aços possuem uma microestrutura mista de austenita e ferrita.

Os aços inoxidáveis duplex possuem elevada quantidade de cromo (entre 18 e 28%)

e uma quantidade moderada de níquel (entre 4,5 e 8%), o que é insuficiente para

gerar uma estrutura completamente austenítica.

A resistência à corrosão depende da passividade do aço, que é a propriedade

do material se manter inalterado no meio circunvizinho. Nos aços inoxidáveis, a

proteção contra corrosão é obtida na presença de oxigênio, com a formação de uma

camada passiva de óxido de cromo na superfície do material. Contudo, de acordo

com o meio no qual o aço está inserido, é possível tal camada não se forme. São

especialmente nocivos os ambientes que contêm cloretos, pois esses competem

com o oxigênio em sua reação para formação do óxido de cromo.

Além disso, utilização de processos de fabricação que envolvem grandes

mudanças de temperatura na peça, como é o caso da soldagem, causa mudanças

microestruturais no material que podem alterar significativamente a estabilidade da

camada passiva e, por conseguinte, o comportamento o aço em frente à corrosão.

21

2.2 AÇOS INOXIDÁVEIS FERRÍTICOS

Aços inoxidáveis ferríticos são ligas Fe-C que contém de 10,5 a 25%Cr em

solução sólida, em uma matriz ferrítica. Em baixas temperaturas, devido à sua

pequena solubilidade na ferrita, os elementos intersticiais (carbono e nitrogênio)

permanecem, em sua maior parte, na forma de precipitados de carbonetos, como

(Cr,Fe)7C3 e (Cr,Fe)23C6. Elementos de liga usualmente encontrados nesses aços

inoxidáveis são: alumínio, molibdênio e silício (GUIMARÃES e MEI, 2004). A Tabela

2.1. mostra a composição química de alguns tipos comuns de aços inoxidáveis

ferríticos.

TABELA 2.1

Composição química média de alguns aços inoxidáveis ferríticos

AISI C Cr Ni Mo N Outros

405 0,08 11,5-14,5 - - - 0,10 a 0,30%Al

409 0,08 10,5-11,75 0,5 - - 6 x (%C) até 0,75%Ti

430 0,12 16-18 - - - -

439 0,12 16-18 - 0,75-1,2 - 6 x (%C) até 0,75%Ti

444 0,025 17,5-19,5 1,01 1,75-2,5 0,025 [0,20+4(C+N)] até 0,80% (Ti

+Nb)

Fonte: Baptista, 2002

O cromo é um elemento alfagênio, isto é, estabiliza a ferrita (fase-α), e sua

presença tende a reduzir ou suprimir completamente o campo de existência da

22

austenita (fase-γ), de acordo com o seu teor presente no aço. Devido a essa

característica, a faixa de temperatura em que há formação de austenita diminui

rapidamente para teores de cromo superiores a 7% e, para teores acima de 13%, a

austenita não mais se forma (MODENESI, 2001). Contudo, com a presença de

elementos gamagênios (estabilizadores da fase-γ), principalmente carbono e

nitrogênio, ocorre expansão do campo de existência da austenita. Portanto, de

acordo com o balanço entre as quantidades de elementos gamagênios e alfagênios

presentes, pode haver transformação parcial de ferrita em austenita em altas

temperaturas (900 a 1200oC), mesmo em aços inoxidáveis ferríticos cujo conteúdo

de cromo é superior a 13% (MODENESI, 2001). A presença de austenita em

temperatura elevadas leva à formação de martensita nos contornos de grão quando

o material é resfriado, o que acarreta em aumento da dureza e perda de ductilidade

do material.

É possível obter aços inoxidáveis completamente não transformáveis

(chamados aços estabilizados), em que não há transformação ferrita-austenita, ao

se adicionar pequenas quantidades (inferiores a 1%) de nióbio e titânio. Nos aços

estabilizados, os carbonetos e nitretos de cromo são substituídos por carbonitretos

de nióbio, Nb(C,N), ou de titânio Ti(C,N) (MODENESI, 2001). Esses precipitados são

mais estáveis que os de cromo, o que ocasiona uma redução no teor de carbono e

nitrogênio em solução sólida, levando, por conseguinte, à diminuição ou eliminação

do campo de existência da austenita (FUJITA et al, 1996; MODENESI, 2001).

Havendo eliminação completa da transformação ferrita-austenita, o aço não mais

pode ser endurecido por têmpera.

Outras formas de estabilização também são possíveis. Recentemente,

Cavazos (2006) propôs a estabilização de um aço inoxidável ferrítico utilizando

23

adições de titânio e zircônio. Além disso, em alguns aços inoxidáveis ferríticos, como

o AISI 439, mostrado na Tabela 2.1., se utiliza apenas o titânio como estabilizante.

Entretanto, ao se substituir uma parcela do titânio adicionado por nióbio obtém-se

melhoria nas propriedades mecânicas do material (FUJITA et al, 1996; MODENESI,

2001). O aço AISI 409 fabricado no Brasil e no Japão, por exemplo, possui adição

de nióbio para estabilização da ferrita (BATISTA, 2002). É importante observar, no

entanto, que a adição em excesso de elementos estabilizantes possui impacto

negativo na tenacidade do material, devido à formação de fases intermetálicas.

Uma tendência mundial na fabricação de aços inoxidáveis ferríticos é a

redução dos teores de carbono e nitrogênio, visando o aumento da tenacidade dos

aços. Quanto maior o teor desses elementos, maior a quantidade de carbonetos

precipitados nos contornos de grão em temperaturas mais baixas (BATISTA, 2002).

2.2.1 Soldabilidade dos Aços Inoxidáveis Ferríticos

Segundo a American Welding Society (1991) a soldabilidade pode ser

definida como “a capacidade de um material ser soldado nas condições de

fabricação impostas por uma estrutura específica projetada de forma adequada e de

se comportar adequadamente em serviço”. Embora a maioria das ligas metálicas

possa ser soldada, dificuldades surgem em casos particulares, de acordo com o tipo

de processo de soldagem utilizado e as características de mircoestrutura e

composição química do material. Um dos problemas associados à soldagem de aços

inoxidáveis ferríticos é a perda de resistência à corrosão, notadamente, a

24

sensibilização à corrosão intergranular (CAVAZOS 2006; NISHIMOTO, 1999;

GOOCH, 1996).

Os problemas de sensibilização à corrosão intergranular se iniciam durante o

resfriamento após aquecimento acima de cerca de 925ºC (NISHIMOTO, 1999).

Nessa temperatura, ocorre precipitação de carbonetos de cromo nos contornos de

grão, o que provoca a diminuição da quantidade de cromo presente nos contornos

de grão e reduz, conseqüentemente, a resistência à corrosão do material nesses

locais. Em tal condição, diz-se que o aço está sensibilizado à corrosão intergranular

e pode haver corrosão localizada nos contornos de grão, ou nas regiões

imediatamente adjacentes a estes. A corrosão ocorre por ataque preferencial nas

regiões onde houve perda de cromo. Usualmente, o ataque progride ao longo de

uma trajetória estreita nos contornos de grão e, em casos mais severos, grãos

inteiros podem ser deslocados devido à completa deterioração dos contornos.

Na soldagem, a sensibilização à corrosão intergranular em aços inoxidáveis

ferríticos ocorre principalmente na zona fundida e na zona termicamente afetada

(ZTA), já que nesses locais se atingem temperaturas suficientemente elevadas para

promover a precipitação de carbonetos de cromo (NISHIMOTO, 1999).

As Figuras 2.1 e 2.2 são apresentadas com o objetivo de se visualizar o

impacto da corrosão intergranular na microestrutura de um aço inoxidável ferrítico no

estado recozido. Na Figura 2.1, mostra-se uma região do aço que não sofreu ataque

e na Figura 2.2, mostra-se uma outra região do mesmo aço que sofreu corrosão

intergranular. O aço das Figuras 2.1 e 2.2 foi estabilizado com titânio e zircônio, e

possui 12,12% de cromo. As imagens foram obtidas em microscópio eletrônico de

varredura (CAVAZOS, 2006).

25

Figura 2.1: Aço inoxidável ferrítico sem corrosão intergranular Fonte: Cavazos, 2006

Figura 2.2: Corrosão intergranular em aço inoxidável ferrítico Fonte: Cavazos, 2006

26

A sensibilização à corrosão intergranular é mais pronunciada em aços com

teor de carbono elevado, pois a quantidade de precipitados de cromo formados

durante o aquecimento depende da quantidade de carbono presente no material

(GUIMARÃES e MEI, 2006). Contudo, a redução na quantidade de carbono, por si

só, não se mostra eficaz na diminuição do problema. Conforme menciona Kou

(1987), mesmo aços com teor de carbono de apenas 0,009% são susceptíveis à

corrosão intergranular na soldagem. Uma solução é apontada por Uhlig (1971), que

aponta que recozimento pós-soldagem entre temperaturas de 650 e 815oC facilita a

difusão de átomos de cromo para a região de baixo-cromo adjacente aos

precipitados de carbonetos de cromo auxiliando, pois, o restabelecimento de uma

composição uniforme de cromo. Como conseqüência, tem-se uma ZTA resistente à

corrosão intergranular.

A estabilização dos elementos intersticiais, por intermédio da adição de

elementos estabilizadores como titânio e nióbio é uma medida eficaz para se evitar a

sensibilização à corrosão intergranular, pois tais elementos formam carbonetos e

nitretos mais estáveis que os precipitados formados com o cromo (CAVAZOS, 2006;

NISHIMOTO, 1999; GOOCH, 1996).

Os aços inoxidáveis ferríticos apresentam, também, sérios problemas de

perda de ductilidade e tenacidade na região da solda devido à formação de uma

granulação grosseira, à precipitação de carbonetos e nitretos, e, eventualmente, à

formação de uma rede de martensita nos contornos de grão. A fragilização da solda

em aços inoxidáveis ferríticos é, em geral, mais pronunciada em aços com teor de

cromo elevado e maiores teores de intersticiais.

Os aços inoxidáveis ferríticos são susceptíveis a crescimento de grão quando

aquecidos em temperaturas elevadas (acima de 1200oC). Em tal situação, o aço

27

inoxidável ferrítico tende a apresentar uma estrutura monofásica completamente

ferrítica, o que favorece a dissolução dos carbonetos de cromo. O efeito combinado

da ausência de partículas capazes de fixar os contornos de grão com a elevada

mobilidade atômica da estrutura ferrítica possibilita crescimento de grão

extremamente rápido na soldagem (CARY, 1998; MODENESI, 2001). O aumento do

tamanho do grão provoca o aumento da temperatura de transição dúctil-frágil do

material, reduzindo sua tenacidade (MODENESI, 2001; MEYER e DU TOIT, 2001).

Na Figura 2.3, mostra-se o crescimento de grão (mais pronunciado na região da

solda) no aço inoxidável ferrítico AISI 430 após soldagem a Laser (BAYRAKTAR,

MOIRON e KAPLAN, 2006).

Figura 2.3: Crescimento de grão na soldagem do aço AISI 430 Fonte: Bayraktar, Moiron e Kaplan, 2006.

28

Quanto maior o tempo em que o aço permanece acima da temperatura de

dissolução dos carbonetos e carbonitretos precipitados nos contornos de grão, maior

é o crescimento de grão ferrítico (NARITA et al, 1975). Assim, uma forma de se

evitar o aumento do tamanho de grão é diminuir a energia de soldagem empregada

(EASTERLING, 1992). Segundo Gooch (1996) e Meyer e du Toit (2001), o

crescimento de grão ferrítico pode ser inibido com o aumento da quantidade de

austenita formada nos contornos de grão a temperaturas elevadas, o que pode ser

conseguido com a injeção de gás nitrogênio durante a soldagem. Gooch (1996)

aponta ainda que a presença de martensita, formada a partir da austenita durante o

resfriamento, pode ser benéfica do ponto de vista da resistência à corrosão, pois nos

aços completamente ferríticos, o problema de sensibilização à corrosão intergranular

é agravado devido ao crescimento de grão.

A estabilização do aço empregando titânio e nióbio também reduz o

crescimento de grão em aços inoxidáveis ferríticos, devido à maior estabilidade dos

carbonitretos formados por esses elementos em relação aos formados com cromo

(MODENESI, 2001; BAYRAKTAR, MOIRON e KAPLAN, 2006).

2.3 SOLDAGEM POR RESISTÊNCIA

A classificação “soldagem por resistência" compreende um grupo de

processos de soldagem nos quais a união de peças metálicas é produzida em

superfícies sobrepostas ou em contato topo a topo pelo calor gerado na junta

através da resistência à passagem de uma corrente elétrica (efeito Joule) e pela

29

aplicação de pressão. Em algumas situações pode haver certa quantidade de fusão

na interface. Existem quatro tipos principais de processos de soldagem por

resistência (MODENESI E MARQUES, 2000) que são: soldagem por pontos,

soldagem por costura, soldagem de projeção e soldagem de topo por resistência. Os

processos são ilustrados na Figura 2.4.

(a) (b)

(c)

(d)

Figura 2.4: Principais processos de soldagem por resistência Fonte: Modenesi e Marques, 2000

30

A soldagem por pontos é utilizada para se obter a união de chapas

sobrepostas. São utilizados eletrodos (geralmente de cobre) para fazer circular a

corrente elétrica através das peças. Os eletrodos possuem a função adicional de

aplicar força nas chapas. O processo de soldagem por projeção é similar ao

processo de soldagem por pontos, com a diferença que, na soldagem por projeção,

a geometria das peças é de tal forma que permite a formação de pontos de solda em

locais previamente especificados. Na soldagem por costura, se utilizam eletrodos

cilíndricos que giram sobre a superfície das peças. A corrente é aplicada na forma

de pulsos de modo que ao final do processo seja formada uma linha de solda.

Na soldagem de topo por resistência as peças a serem soldadas não se

encontram sobrepostas, como acontece com os três processos descritos acima. As

duas peças são colocadas em contato topo a topo e pressionadas uma contra a

outra. Com a passagem da corrente de soldagem ocorre aquecimento das peças e

redução da resistência mecânica do material. Como resultado, a região sofre

deformação plástica, o que leva à formação de uma rebarba lateral entre as peças

para onde as impurezas da região da junta tendem a migrar. Nesse processo, é

fundamental que exista um contato uniforme entre as superfícies da peça para

garantir uma união livre de descontinuidades (MODENESI e MARQUES, 2000).

A maioria dos equipamentos utilizados nos processos de soldagem por

resistência é formada por um transformador, que permite a obtenção das correntes

elétricas elevadas necessárias à soldagem. O funcionamento do transformador é

baseado em fenômenos de mútua indução presentes entre dois circuitos isolados

eletricamente, porém conectados magneticamente. A Figura 2.5 mostra um

transformador monofásico composto de dois enrolamentos, chamados primário e

secundário, que possuem um número distinto de espiras.

31

Figura 2.5: Representação dos principais componentes de um transformador monofásico Fonte: Martignoni, 1973

Ao se aplicar uma determinada tensão alternada V1 no primário, ocorrerá a

indução de uma tensão no secundário, resultante da ação do campo magnético φ,

igual a V2. De modo análogo, surgem, também, correntes elétricas I1 e I2. O

enrolamento primário é aquele que está ligado à alimentação. Em uma máquina de

soldagem, portanto, a solda ocorre no circuito secundário do transformador. A

magnitude da tensão ou da corrente induzida no secundário depende da relação de

espiras de cada enrolamento. Matematicamente, é possível representar as relações

entre tensão, corrente e número de espeiras nos enrolamentos primário e

secundário na forma da Equação 2.1:

1

2

1

2

2

1

NN

VV

II

≈≈ (2.1)

onde: I1 é a corrente primária (A);

I2 é a corrente secundária (A);

32

V1 é a tensão primária (V);

V2 é a tensão secundária (V);

N2 é o número de espiras do enrolamento secundário;

N1 é o número de espiras do enrolamento primário;

A quantidade total de energia em forma de calor gerada durante a soldagem

em um dado ponto do circuito secundário é dada pela potência elétrica dissipada no

ponto considerado multiplicada pelo tempo de atuação da corrente. A Equação 2.2

expressa essa relação:

∫ ⋅=st

0

2si dtIRE (2.2)

onde: E é a energia empregada (J);

ts é o tempo de soldagem (s);

Ri é a resistência elétrica em um ponto qualquer do circuito secundário do

equipamento de soldagem (Ω);

Is é a corrente elétrica de soldagem (A);

Freqüentemente, adiciona-se um fator responsável pelas perdas de calor.

Desse modo, tem-se:

∫ ⋅η=st

0

2si dtIRQ (2.3)

onde: Q é a energia empregada efetivamente transformada em calor (J);

η é o rendimento do processo;

ts é o tempo de soldagem (s);

33

Ri é a resistência elétrica em um ponto qualquer do circuito secundário do

equipamento de soldagem (Ω);

Is é a corrente elétrica de soldagem (A);

A análise das Equações 2.2 e 2.3 mostra que o calor dissipado na junta

aumenta com o quadrado da corrente. Isto quer dizer que, se houver variações na

corrente, deverá haver grandes mudanças no tempo gasto pelo processo, já que a

resistência elétrica do circuito secundário, apesar de variável, é uma característica

do equipamento, dos materiais, das superfícies de contato entre as peças e da

temperatura, e dificilmente pode ser controlada durante o processo. Observa-se, por

outro lado, que tempos curtos requerem uma corrente elevada. A combinação de

tempo reduzido com corrente elevada pode produzir efeitos indesejados na solda,

como, por exemplo, fusão superficial e deterioração dos eletrodos.

Dois fatores que geram variações nos valores da corrente são: flutuações na

tensão de alimentação da máquina e variações na impedância do circuito secundário

em máquinas de corrente alternada. As variações de impedância são causadas por

mudanças na geometria do circuito ou pela introdução de massas variadas de

material magnético no circuito secundário (AWS, 1991).

2.3.1 Resistência Dinâmica

O circuito secundário (ou circuito de soldagem) de uma máquina de soldagem

pode ser entendido, sob o ponto de vista elétrico, de maneira simplificada, como um

34

conjunto de resistências elétricas ligadas em série e a resistência dinâmica é

definida como a soma algébrica dessas resistências. Na Figura 2.6, mostra-se

esquematicamente, uma porção do circuito secundário de uma máquina de

soldagem por resistência de topo.

Figura 2.6: Resistências do circuito de soldagem na soldagem de topo por resistência Fonte: Próprio trabalho

Como se pode perceber, os eletrodos e os materiais a serem soldados são

formados pelas seguintes componentes resistivas:

- resistência elétrica dos eletrodos (RE);

- resistência elétrica de contato entre os eletrodos e a peça (RCE);

- resistência elétrica dos corpos-de-prova (R1 e R2);

- resistência elétrica de contato entre os corpos-de-prova (RC);

De acordo com as Equações 2.2 e 2.3, a quantidade de calor gerada durante

a soldagem depende diretamente da resistência elétrica de cada ponto. Em geral, a

35

resistência dos eletrodos é desprezível, uma vez que os materiais de que são feitos

(como o cobre, por exemplo) possuem resistividade elétrica muito baixa.

A magnitude da resistência de contato entre os eletrodos e a peça depende

da condição da superfície do eletrodo e do metal de base, do tamanho e da forma da

face do eletrodo e da força aplicada no eletrodo. Tal resistência elétrica é apreciável

e constitui um parâmetro importante para o estudo de desgaste dos eletrodos

(SONG, ZHANG e BAY, 2005). Contudo, essa região do circuito secundário não

atinge, em geral, temperaturas elevadas, devido à dissipação de calor por condução

através dos eletrodos, que são formados por materiais que possuem elevada

condutividade térmica (AWS, 1991; BASTIAN, 1976).

A resistência dos corpos-de-prova depende de sua geometria e de sua

resistividade elétrica. Matematicamente, essa resistência é expressa pela Eq. (2.4):

ALRCP ρ= (2.4)

onde: RCP é a resistência elétrica dos corpos-de-prova (Ω);

ρ é a resistividade elétrica do material (Ω x m);

L é o comprimento do material em que há fluxo de corrente (m);

A é a área do material atravessada pelo fluxo de corrente (m2).

O local de união entre os dois materiais é o ponto de maior resistência do

circuito de soldagem e, conseqüêntemente, o ponto onde se atingem as mais altas

temperaturas durante a soldagem. O valor resistência de contato (e,

conseqüentemente, a resistência dinâmica) varia em larga escala durante a

soldagem e é influenciado por diversos fatores, tais como: tipo de material soldado,

pressão, temperatura, acabamento superficial, entre outros. Por essas razões, a

resistência de contato é considerada um dos parâmetros críticos nos processos de

36

soldagem por resistência. De fato, grande esforço tem sido empreendido por parte

dos pesquisadores ao longo dos anos com o objetivo de monitorar esse parâmetro

durante a soldagem e estudar o impacto causado pelas variações na resistência de

contato na qualidade final da solda (SONG, ZHANG e BAY, 2005; CHIEN e

KANNATEY-ASIBU, 2002; CHOO e RHEE, 2002; NA e PARK, 1996).

O aumento da resistência na interface entre dois materiais se deve ao efeito

de constrição da corrente elétrica na interface dos materiais. Segundo Udin (1954)

quando as superfícies de dois metais são colocadas em contato, a área real de

contato, formada pela deformação das microrugosidades que compõem cada uma

das superfícies, é muito menor (aproximadamente de 5%) que a área de contato

aparente, desde que a pressão externa exercida sobre a interface esteja abaixo do

limite de escoamento do material. Quando dois materiais em contato são percorridos

por uma corrente elétrica, as linhas de fluxo se separam na interface e a condução

da corrente se dá apenas nos poucos pontos onde há, efetivamente, contato entre

uma peça e outra. Essa constrição do fluxo de corrente elétrica se traduz em um

aumento da resistência elétrica na interface. Além disso, resistência elétrica torna-se

maior na interface devido à presença de camadas de materiais de baixa

condutividade elétrica, como filmes de óxidos, óleo, vapor d’água e outras impurezas

(SONG, ZHANG e BAY, 2005).

A resistência de contato pode ser determinada indiretamente durante a

soldagem com a medição da corrente e tensão de soldagem (FONSECA e

BRACARENSE, 1999; CHIEN e KANNATAY-ASIBU, 2002; SONG, ZHANG e BAY,

2005). Se forem conhecidos esses parâmetros, a resistência pode ser calculada pela

Lei de Ohm, como mostra a Eq. (2.5):

IVR = (2.5)

37

onde: R é a resistência de um condutor qualquer (Ω);

V é a queda de tensão sobre o condutor (V);

I é a corrente que atravessa o condutor (A).

Fonseca e Bracarense (1999) realizaram testes de soldagem por pontos com

o objetivo de medir a resistência dinâmica. A metodologia empregada envolveu a

medição da corrente e tensão de soldagem e o cálculo foi feito utilizando-se os

valores de pico destas variáveis. Outros autores realizaram o cálculo da resistência

dinâmica a partir dos valores eficazes da corrente e da tensão (CHO e RHEE, 2002;

SONG, ZHANG e BAY, 2005).

Outra maneira de se obter a resistência dinâmica consiste em se tomar os

valores eficazes de corrente e tensão e então aplicar a Lei de Ohm. Esse

procedimento foi adotado por Song, Zhang e Bay (2005), que comparou a evolução

da resistência dinâmica com respeito à força de soldagem e à temperatura durante a

soldagem de topo por resistência de aço carbono e aço inoxidável austenítico 304. O

comportamento da resistência dinâmica observado é mostrado nas Figuras 2.7 e

2.8. Como se pode perceber, a resistência de contato (e, conseqüentemente, a

resistência dinâmica) varia em larga escala durante a soldagem. Essa variação é

atribuída a uma série de fatores (MACHADO, 2000; FONSECA E BRACARENSE,

1999), cujo comportamento durante a soldagem se explica a seguir: A resistência de

contato inicial é sempre elevada, devido à presença de elementos contaminantes na

interface entre os materiais. Com a passagem de corrente elétrica, ocorre

aquecimento localizado na região do contato entre as peças, o que ocasiona a

quebra dos contaminantes e redução na resistência de contato.

38

Figura 2.7: Resistência dinâmica em função da pressão e da temperatura para aço carbono. (Nota: os autores utilizaram o termo “Resistência de Contato” ao invés de “Resistência Dinâmica” no gráfico. Apesar da imprecisão, manteve-se o termo originalmente empregado.) Fonte: Song, Zhang e Bay, 2005

Figura 2.8: Resistência de contato em função da pressão e da temperatura para aço AISI 304 (Nota: os autores utilizaram o termo “Resistência de Contato” ao invés de “Resistência Dinâmica” no gráfico. Apesar da imprecisão, manteve-se o termo originalmente empregado.) Fonte: Song, Zhang e Bay, 2005

39

O aumento da temperatura leva ao aumento da resistividade elétrica do

material e, por conseguinte, da resistência dinâmica. A resistência continua a se

elevar com a temperatura até que haja suficiente perda da resistência mecânica do

material para provocar a quebra das asperezas superficiais das peças. Nos gráficos

das Figuras 2.7 e 2.8, essa temperatura é de aproximadamente 400ºC. A eliminação

das microrugosidades faz com que a área efetiva de fluxo de corrente aumente e a

resistência de contato experimenta nova queda. O valor da resistência atinge um

ponto de máximo local quando a área efetiva de contato é suficientemente grande

para compensar o aumento de resistividade do material. A partir desse ponto, a

resistência de contato cai até que a solda esteja completa e o seu valor mínimo é

atingido.

2.3.2 – Força de Soldagem

Conforme mencionado anteriormente, os processos de soldagem por

resistência sâo caracterizados pela aplicação de uma pressão na união dos

materiais a serem soldados, além da aplicação da corrente de soldagem. Esta força

é chamade “Força de Soldagem”, embora seja comum que haja aplicação de força

antes e depois do processo. A força de soldagem é um parâmetro importante para a

soldagem por resistência, uma vez que ela afeta diretamente a resistência de

contato entre os materiais (SONG, ZHANG e BAY, 2005).

40

A força de soldagem, geralmente expressa na forma de um valor estático,

varia dinamicamente durante o processo e é afetada por características mecânicas

do equipamento (atrito entre os eletrodos e a peça e inércia das partes móveis da

máquina), bem como pelo campo eletro-magnético formado durante a soldagem.

Tang et al (2003) aponta que a força cresce durante a soldgem, devido à expansão

térmica sofrida pelo material. Assim, em sistemas de maior rigidez, observa-se um

maior aumento da força em relação a sistemas menos rígidos. Tal comportamento

pode ser comprovado nos gráficos comparativos da Figura 2.9 (TANG et al, 2000),

onde é mostrada a variação da força de soldagem com o tempo em equipamentos

de diferentes características mecânicas. As leituras foram feitas em máquinas de

soldagem por pontos.

Figura 2.9: Evolução da força de solagem em equipamentos de diferente rigidez Fonte: Tang et al, 2000

41

É apontado ainda que a força atinge um ponto de máximo logo após a

aplicação da corrente de soldagem (TANG et al, 2000; CHIEN e KANNATAY-ASIBU,

2002). Os gráficos da Figura 2.10, obtidos na soldagem por pontos de chapas de

aço galvanizado com 0,8 mm de espessura evidenciam este fato. Uma queda no

valor da força pode ser observada após pouco menos de 0,15 s de passagem de

corrente, foi explicada pela perda da rigidez dos materiais soldados, que a esta

altura já estariam suficientemente aquecidos para que houvesse deformação.

Figura 2.10: Evolução da força na soldagem por pontos. Fonte: Chien e Kannatay-Asibu, 2002

Obeserva-se, pois, que a medição da força durante a soldagem constitui um

importante parâmetro para a avaliação dos processos de soldagem por resistência e

também da vida útil de eletrodos e performance dos equipamentos empregados

(TANG et al, 2003; CHO e RHEE, 2003). Contudo, a medição da força em tais

condições encontra algumas dificuldades experimentais. Chien e Kannatay-Asibu

(2002) e Fonseca e Bracarense (1999) utilizaram transdutores de força construídos a

partir de extesômetros para medir a força durante a soldagem. Transdutores

piezoelétricos também podem ser utilizados, mas possuem a desvantagem de serem

afetados pelo elevado campo magnético gerado pelas máquinas de soldagem.

42

3 METODOLOGIA EXPERIMENTAL

3.1 MATERIAIS

Os corpos-de-prova utilizados nos experimentos, mostrados na Figura 3.1,

foram confeccionados a partir de chapas de aço inoxidável ferrítico AISI 409. A

preparação dos corpos-de-prova para a soldagem foi feita através de corte e, em

seguida, fresagem das superfícies.

Figura 3.1: Dimensões em milímetros dos corpos-de-prova utilizados nos experimentos Fonte: Próprio trabalho

3.2 MONTAGEM EXPERIMENTAL

Com o intuito de melhor apresentar as características dos equipamentos

utilizados, bem como ilustrar as ligações presentes entre eles, criou-se o diagrama

de blocos da Figura 3.2 que mostra, esquematicamente, a configuração geral de

todo o aparato experimental utilizado nesse trabalho.

43

Como se pode apreender a partir da Figura 3.2, os aparelhos utilizados nos

testes foram divididos em dois sistemas maiores, que são o sistema de soldagem e

o sistema de controle. São partes do sistema de soldagem, além da máquina de

soldagem, os equipamentos acessórios que somam funcionalidade à máquina. Os

elementos deste sistema são: máquina de soldagem, transformador auxiliar, pistão

pneumático e cilindro de gás nitrogênio. O sistema de controle, responsável por

realizar as leituras de dados dos sensores e controlar o funcionamento dos

equipamentos que compõem o sistema de soldagem, é formado pelos seguintes

componentes: placa de aquisição de dados, computador, sensores diversos,

amplificadores de sinal e relés.

Figura 3.2: Diagrama de blocos dos equipamentos utilizados nos testes de soldagem Fonte: Próprio trabalho

44

3.3 SISTEMA DE SOLDAGEM

3.3.1 Máquina de Soldagem

A máquina utilizada na soldagem foi modificada a partir de uma máquina de

soldagem por pontos, marca Gregori, com potência de 15KVA, alimentada por

tensão alternada de 220V e 60Hz. Em trabalho anterior, Santana (2003) realizou as

adaptações necessárias na máquina para permitir a soldagem de topo de chapas.

Em trabalho subseqüente (A. RÊGO, 2004) foi feita a instrumentação da máquina de

soldagem, o que permitiu a monitoração de diversos parâmetros do processo, tais

como: temperatura, tensão e corrente de soldagem e tempo de soldagem.

Posteriormente, R. Rêgo (2005) desenvolveu um sistema de pré-aquecimento e

controle de pressão do gás de proteção usado na soldagem. Na Figura 3.3 é

mostrada uma fotografia da máquina, onde podem ser vistas parte das modificações

produzidas nos dois primeiros trabalhos citados acima (SANTANA, 2003 e A. RÊGO,

2004).

Um dos problemas encontrados nos trabalhos anteriores (SANTANA, 2003; A.

RÊGO, 2004; R. RÊGO 2005) foi a falta de rigidez nos eletrodos da máquina, o que

limitou a aplicação de força de soldagem durante os ensaios. Face a essa

dificuldade, foi construída uma estrutura suporte onde se apóiam os eletrodos e o

pistão pneumático responsável pela aplicação de força nos corpos-de-prova. A

máquina, no estado em que foi utilizada nos experimentos, é mostrada na fotografia

da Figura 3.4.

45

Figura 3.3: Máquina de soldagem modificada para soldagem de topo de chapas Fonte: Rêgo, 2004

46

Figura 3.4: Fotografia mostrando a atual condição da máquina de soldagem Fonte: Próprio trabalho

A máquina de soldagem é, essencialmente, um transformador monofásico

dotado de 4 diferentes derivações (taps 1, 2, 3 e 4). Ao se trocar as derivações,

altera-se a relação de espiras entre os enrolamentos primário e secundário do

transformador da máquina, o que permite a variação da corrente e tensão de

soldagem. Se as perdas de potência entre os enrolamentos primário e secundário do

transformador da máquina de soldagem forem desprezadas, é possível representá-

la, do ponto de vista elétrico, como mostrado na Figura 3.5 (A. RÊGO, 2004).

47

Figura 3.5: Circuito equivalente da máquina de soldagem Fonte: A. Rêgo, 2004

A máquina possui um contator, que pode ser ativado eletricamente utilizando-

se um relé auxiliar. Dessa maneira, é possível ligar e desligar a máquina

automaticamente, controlando-se o tempo de soldagem. A ligação realizada para

permitir tal operação é mostrada no diagrama da Figura 3.6.

Figura 3.6: Ligação entre o contator da máquina de soldagem e o sistema de controle Fonte: Próprio trabalho

48

3.3.2 Transformador de Pré-Aquecimento

O transformador auxiliar de pré-aquecimento foi utilizado pela primeira vez no

trabalho de R. Rêgo (2005), que realizou pré-aquecimento nos corpos-de-prova até

temperaturas de aproximadamente 200oC (R. RÊGO, 2005). A sua montagem na

máquina é mostrada na Figura 3.7. O acionamento do transformador auxiliar é feito

com o comando de 2 relés, ligados de acordo com o diagrama elétrico mostrado na

Figura 3.8. O pré-aquecimento é ativado quando se fecha o contato do relé 02 e se

abre o contato do relé 03. Para desativar o pré-aquecimento, abre-se o contato do

relé 02 e fecha-se o contato do relé 03, o que retira a alimentação do transformador

e deixa o seu enrolamento primário em curto-circuito.

Figura 3.7: Transformador auxiliar de pré-aquecimento montado na máquina de soldagem Fonte: R. Rêgo, 2005

49

Figura 3.8: Ligação dos relés que acionam o pré-aquecimento Fonte: R. Rêgo, 2005

3.3.3 Pistão Pneumático

A função do pistão pneumático é aplicar força sobre os corpos-de-prova antes

e durante a soldagem. Na Figura 3.9 é mostrada uma fotografia da montagem do

pistão na máquina, onde se identifica a linha de atuação da força. O cilindro é

operado manualmente: acionando-se um botão, o ar comprimido é direcionado ao

pistão fazendo-o avançar.

50

Figura 3.9: Fotografia da montagem do pistão pneumático na máquina de soldagem Fonte: Próprio trabalho

Uma válvula reguladora de pressão, instalada junto à linha de ar comprimido

que alimenta o pistão pneumático permitiu o controle da força aplicada sobre os

corpos-de-prova. A aplicação de força foi feita de acordo com 2 diferentes níveis de

pressão (1 e 2bar). As forças resultantes, para cada pressão aplicada foram de,

respectivamente, 300N e 600N.

51

3.3.4 Cilindro de Gás Nitrogênio

A função do cilindro de gás nitrogênio é criar uma atmosfera de proteção

durante a soldagem. Tanto a pressão como a vazão do gás injetados nos corpos-de-

prova podem ser medidos usando-se um manômetro e um medidor de vazão,

instalados na saída do cilindro. Na fotografia da Figura 3.10 são mostrados os

pontos de injeção do gás nos corpos-de-prova. A saída de gás do cilindro está ligada

a uma válvula solenóide, que é controlada por um relé ligado ao sistema de controle.

Na Figura 3.11 apresenta-se, sob a forma de diagrama, a ligação entre o cilindro e o

restante do sistema.

Figura 3.10: Pontos de injeção de nitrogênio na máquina de soldagem Fonte: Próprio trabalho

52

Figura 3.11: Diagrama esquemático da ligação do cilindro de gás com o sistema de controle Fonte: Próprio trabalho

3.4 SISTEMA DE CONTROLE

3.4.1 Sistema de Aquisição de Dados

O sistema de aquisição de dados utilizado anteriormente (A. RÊGO, 2004; R.

RÊGO, 2005) consistiu de uma placa de aquisição de dados de marca Advantech,

modelo PCL-718, ligada a um computador. Um programa desenvolvido

especialmente para a placa de aquisição de dados utilizada era responsável por

fazer o controle da soldagem e monitorar as condições do processo. O mesmo

sistema foi utilizado no presente trabalho. As principais caracterísitcas da placa de

aquisição de dados são:

- Freqüência de aquisição de dados por canal: 1kHz

53

- Resolução: 12bits

- Faixa de aquisição: -5V a +5V

Com uma freqüência de aquisição máxima de 1kHz, é possível obter leituras

das mais importantes variáveis do processo de soldagem, que são: temperatura,

força, corrente e tensão de soldagem, uma vez que, a maior freqüência esperada é

de 60Hz (proveniente dos sinais de corrente e tensão). Observa-se ainda que a

resolução de 12bits conjugada com uma escala que varia de -5V a +5V implica que

a menor tensão percebida pela placa de aquisição de dados é igual a 2mV,

aproximadamente.

Na Figura 3.12 é mostrada a tela principal do programa, onde se podem

identificar os parâmetros a serem controlados durante os testes.

Figura 3.12: Tela principal do programa de computador utilizado nos testes Fonte: R. Rêgo, 2005

Através do programa, foi possível realizar o ajuste do tempo de soldagem,

tempo de pré-aquecimento, tempo de injeção de gás e da freqüência de

54

amostragem da placa de aquisição de dados. O tempo de atuação da força também

pode ser controlado automaticamente usando-se o programa. Contudo, tal

funcionalidade não foi colocada em prática devido à falta de um atuador

eletromecânico apropriado para o pistão pneumático. As leituras obtidas na placa de

aquisição de dados são armazenados pelo programa em formato tabular, o que

permitiu a visualização e tratamento dos dados em programas de uso comum como

o Microsoft Excel e o Microcal Origin.

3.4.2 Aquisição do Sinal de Força

A força aplicada durante a soldagem foi medida com uma célula de carga

construída especialmente para esse trabalho, com capacidade máxima de 5000N. A

célula de carga é alimentada com uma tensão contínua igual a 2 V e foi construída

em aço ABNT 1045. As dimensões da célula de carga e sua forma geral são

mostradas nas Figuras 3.13 (a), (b) e (c). A força é determinada indiretamente por

meio da deformação medida por um extensômetro colado na célula de carga.

A célula de carga foi calibrada em uma máquina de tração marca Instron, no

laboratório de ensaios mecânicos do Centro de Desenvolvimento de Tecnologia

Nuclear (CDTN) em uma faixa de 0 a 1960 N.

Os sinais de tensão gerados pela célula de carga (entre 1 e 3 mV,

aproximadamente) são da mesma ordem de grandeza que a resolução da placa de

aquisição de dados (próxima a 2 mV), de forma que a aquisição direta da leitura da

55

célula de carga é inviável. Para contornar esse problema, foram utilizados

amplificadores de sinal com amplificação igual a 1000.

(a)

(b)

(c)

Figura 3.13: Desenhos indicando as dimesões da célula de carga (a) e (b) e sua forma geral (c) Fonte: Próprio trabalho

56

O elemento central do circuito dos amplificadores (mostrado na Figura 3.14) é

o amplificador diferencial INA118. O resistor denominado RG é responsável por

ajustar o ganho do amplificador, que varia entre 2 e 10000, de acordo com a

Equação 3.1:

GR500001G += (3.1)

onde: G é o ganho (adimensional);

RG é o valor resistência de controle (Ω).

Figura 3.14: Circuito eletrônico dos amplificadores de sinal utilizados Fonte: Próprio trabalho

A tensão gerada pela célula de carga foi medida manualmente antes dos

ensaios e automaticamente, pela placa de aquisição de dados, durante os mesmos.

3.4.3 Aquisição dos Sinais de Corrente e Tensão de Soldagem

Os valores de tensão e corrente de soldagem foram medidos no circuito

secundário da máquina de soldagem. Ambos sinais são alternados com freqüência

57

de 60Hz. Para a medição da corrente de soldagem, foi utilizado um shunt resistivo,

de resistência elétrica igual a 0,00005Ω (precisão de 1%), instalado em série com o

circuito secundário do equipamento. Dessa maneira, garante-se que a corrente que

circula através dos corpos-de-prova é idêntica àquela que atravessa o instrumento

de medição. Com o intuito de evitar danos ao sistema de aquisição de dados,

oriundos de eventuais flutuações na tensão de soldagem, o sinal medido foi isolado

magneticamente do circuito de medição. O circuito de medição da corrente de

soldagem é mostrado na Figura 3.15. A partir da relação de transformação do

transformador utilizado para isolar o sinal medido da placa de aquisição de dados e

da resistência do shunt, foi possível calcular a relação entre o valor do sinal obtido

pela placa de aquisição de dados e o valor real da corrente de soldagem.

Figura 3.15: Circuito usado na medição da corrente de soldagem Fonte: Próprio trabalho

A tensão de soldagem foi medida na interface entre os corpos-de-prova e os

eletrodos. Na Figura 3.16 é mostrado o esquema do circuito elétrico empregado da

58

tensão de soldagem. Como se pode perceber, o sinal correspondente à tensão de

soldagem também foi isolado magneticamente da placa de aquisição de dados.

Aqui, a relação entre o sinal medido pela placa de aquisição de dados e o valor da

tensão de soldagem é dado simplesmente pela relação de transformação do

transformador utilizado para isolamento magnético entre os circuitos de soldagem e

de medição.

Figura 3.16: Circuito usado na medição da tensão de soldagem Fonte: Próprio trabalho

A partir dos dados de corrente e tensão de soldagem, foi possível calcular a

resistência dinâmica durante todo o processo. O método escolhido para realizar esse

cálculo foi utilizar os valores eficazes da corrente e tensão secundárias da máquina

de soldagem. A obtenção do valor eficaz de qualquer grandeza é dada pela

Equação 3.2:

∑=

=n

0i

2iE X

n1X (3.2)

59

onde: XE é o valor eficaz da grandeza;

n é o número de pontos considerados;

Xi é o valor da grandeza em cada um dos pontos.

A resistência dinâmica é obtida, então, com a aplicação da Lei de Ohm (mostrada na

Equação 3.3):

IRV ⋅= (3.3)

onde: V é a queda de tensão (V);

R é a resistência elétrica (Ω);

I é a corrente elétrica (A).

3.4.4 Aquisição do Sinal de Temperatura

A temperatura dos corpos-de-prova foi medida com termopares tipo K

(Cromel-Alumel), que são capazes de medir temperaturas entre 0 e 1260ºC com erro

de ±2,2ºC. Os termopares possuem 0,8mm de diâmetro e foram unidos aos corpos-

de-prova, à distância de 3mm da linha de soldagem, utilizando-se descarga

capacitiva. O sinal gerado pelos termopares foi amplificado com ganho igual 50 em

um circuito semelhante ao utilizado para amplificação do sinal gerado pela célula de

carga.

A calibração foi realizada por comparação entre os sinais gerados pelos

termopares, já amplificados, com as leituras de temperatura retiradas de um forno

Lavoisier no intervalo 175o a 950o (R. RÊGO, 2005).

60

3.5 ENSAIO METALOGRÁFICO DOS CORPOS-DE-PROVA

Para avaliação das modificações introduzidas na microestrutura em

decorrência da soldagem, foram realizadas análises metalográficas na ZTA e metal

base dos corpos-de-prova soldados. Primeiramente, foi realizado o corte dos corpos-

de-prova seguido do embutimento dos mesmos em baquelite.

Foram realizados ensaios de polarização potenciodinâmica no Centro de

Desenvolvimento da Tecnologia Nuclear (CDTN) com o objetivo de verificar os

limites ideais de potencial e densidade de corrente para ataque químico. Os ensaios

eletroquímicos foram realizados à temperatura ambiente (aproximadamente 26oC),

baseados na norma ASTM G5-94 (ASTM, 1996). O aparelho utilizado foi um

potenciostato AUTOLAB, modelo PGSTAT 20, sendo utilizados um eletrodo auxiliar

de platina, o eletrodo de trabalho (amostra de aço inoxidável AISI 409) e eletrodo de

referência Ag/AgCl.

O ácido utilizado para ataque da superfície das amostras foi o ácido oxálico

(C2H2O4.2H2O) 10% e as amostras foram previamente lixadas com lixa 600 e polidas

até 1μm em pasta de diamante. O procedimento para o ataque químico das

amostras é descrito abaixo:

- A amostra foi desengordurada e lavada com água destilada;

- O potencial em circuito aberto foi registrado após 55 min de imersão na

solução;

- Em seguida, iniciou-se a varredura de potencial em uma faixa a partir de

150mV abaixo do potencial de circuito aberto até +2,0V acima do potencial de

circuito aberto. A taxa de varredura foi de 1mV/s.

61

- O software GPES versão 4.4 foi utilizado para a obtenção da curva de

potencial em função do logaritmo da densidade da corrente;

- As amostras foram observadas e fotografadas em microscópio óptico.

De acordo com as condições apresentadas, o potencial de circuito aberto

obtido foi de 85mV. A partir desses resultados, foram feitas modificações na

máquina de ataque eletrolítico marca Metapolyt com o intuito de implementar a

preparação e o ataque químico na PUC-MG.

3.6 PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL

O estudo da soldagem por resistência do aço inoxidável AISI 409 envolveu

uma série de testes. Nos experimentos, dois parâmetros do processo (força e tempo

de soldagem) foram variados e a influência destes nas demais variáveis foram

avaliadas. Os tempos de soldagem foram de 1, 1,5 e 2s e a força aplicada foi de 0,

300 e 600N. Os testes foram realizados à temperatura ambiente e com pré-

aquecimento até 150oC. Em todos os testes realizados, gás nitrogênio foi injetado a

uma vazão de 30l/min nos corpos-de-prova. Na Tabela 3.1 são apresentados os

diferentes ensaios realizados, com os respectivos parâmetros. Testes com tempo de

soldagem de 0,5s e 3s também foram realizados. Entretanto, verificou-se que, no

primeiro caso, o tempo de soldagem foi insuficiente e, no segundo, muito grande,

havendo fusão excessiva de material na interface.

62

TABELA 3.1

Parâmetros dos Ensaios Realizados

Ensaio

(no)

Tempo de soldagem

(s)

Força

(N)

Pré-

aquecimento

Tempo de gás N2

(s)

01 1 600 Não 15

02 1 300 Não 15

03 1 0 não 15

04 1 600 sim 15

05 1 300 sim 15

06 1 0 sim 15

07 1,5 600 não 15

08 1,5 300 não 15

09 1,5 0 não 15

10 1,5 600 sim 15

11 1,5 300 sim 15

12 1,5 0 sim 15

13 2 600 não 15

14 2 300 não 15

15 2 0 não 15

16 2 600 sim 15

17 2 300 sim 15

18 2 0 sim 15

Fonte: Próprio trabalho

63

4 DISCUSSÃO DE RESULTADOS

4.1 ANÁLISE QUÍMICA

A composição química aço AISI 409 usado nos ensaios foi determinada por

meio de espectrometria ótica de emissão, em equipamento modelo SRS3000. O

resultado da análise química é mostrado na Tabela 4.1.

TABELA 4.1

Composição química do aço utilizado nos experimentos

C (ppm) %Mn %Si %P %S %Cr %Ni %Ti %Nb N (ppm)

70 0,13 0,46 0,027 0,001 11,26 0,18 0,161 0,016 66


Observa-se que o teor de elementos gamagênios (C e N) é baixo. A baixa

concentração desses elementos, aliada ao elevado teor de Cr presente no aço faz

com que a microestrutura do material seja completamente ferrítica. Pode-se

perceber, também, que se trata de um aço duplamente estabilizado, com Ti e Nb, o

que elimina a transformação ferrita-austenita em temperaturas elevadas. Os

elementos Ti e Nb (além do V) possuem ainda o papel adicional de formar

carbonetos.

64

4.2 CALIBRAÇÃO DOS SENSORES

4.2.1 Calibração dos Termopares

A curva de calibração obtida, no intervalo de temperaturas entre 100oC e

900oC, é mostrada na Figura 4.1.

Figura 4.1: Curva de Calibração dos termopares em função do sinal de tensão amplificado Fonte: R. Rêgo, 2005

A Equação 4.1, que resultou do ajuste linear entre os pontos medidos da

curva de calibração, foi usada para obtenção da temperatura medida pelo termopar

em função do valor de tensão medido pelo sistema:

21,8998,240y += (4.1)

onde: y representa o valor de temperatura (oC);

65

x representa o valor de tensão adquirido pelo sistema (V);

A Figura 4.2 mostra o perfil de temperaturas, para os 3 valores de força

aplicada, obtido para um teste realizado com pré-aquecimento. Como se pode

perceber, a temperatura de pré-aquecimento é de aproximadamente 120ºC.

Observa-se, no entanto, que o controle de pré-aquecimento não é feito por

temperatura e sim, por tempo. No caso do gráfico apresentado na Figura 4.2, bem

como em todas as demais situações em que esse recurso foi utilizado, o tempo de

pré-aquecimento foi igual a 3s.

Figura 4.2: Evolução da temperatura para o tempo de soldagem de 1s, com pré-aquecimento. Fonte: Presente trabalho

As temperaturas foram medidas à distância de 3mm da linha de soldagem.

Embora a localização ideal para o termopar seja sobre a linha de soldagem, tal

configuração provou ser de difícil implementação prática uma vez que durante a

66

soldagem há deformação dos corpos-de-prova na interface e, freqüentemente, perda

do ponto de fixação do termopar.

4.2.2 Calibração da Célula de Carga

A curva de calibração é mostrada no gráfico da Figura 4.3, onde se

comparam os valores de tensão (em mV) gerados pela célula de carga testada com

os valores de força (em kN) fornecidos pela máquina de tração.

Figura 4.3: Curva de calibração da célula de carga Fonte: Centro de Desenvolvimento de Tecnologia Nuclear (CDTN)

O ajuste linear entre as duas grandezas resultou na Equação 4.2:

x10425,6988,0y 4−×+= (4.2)

67

onde: x representa o valor de força (N);

y representa a leitura da célula de carga (mV);

A Figura 4.4 apresenta a evolução do sinal de força com o tempo, medido

durante a soldagem realizada sem pré-aquecimento, com força de 300N e tempo de

soldagem igual a 1,5s. Como se pode perceber, a força aplicada cresce durante a

soldagem, e o valor de referência citado igual a 300N é, na verdade, apenas o valor

da força inicial. Esse aumento ocorre porque, à medida que os corpos-de-prova se

aquecem, ocorre expansão térmica do material gerando compressão adicional na

célula de carga.

Figura 4.4: Evolução da força durante a soldagem, com tempo de soldagem de 1,5s, sem pré-aquecimento e força aplicada de 300N Fonte: Presente trabalho

68

4.3 CORRENTE E TENSÃO DE SOLDAGEM

Com o objetivo de facilitar o entendimento do tratamento dado às leituras de

corrente e tensão de soldagem, apresenta-se, nas Figuras 4.5 e 4.6, os sinais

adquiridos que representam essas grandezas. O teste escolhido para exemplificar o

procedimento a ser descrito foi realizado sem pré-aquecimento, com força aplicada

de 600N e tempo de soldagem de 1s. Os dados mostrados nas Figuras 4.5 e 4.6 são

os sinais brutos (em volts) coletados pela placa de aquisição de dados.

Figura 4.5: Dados correspondentes ao sinal de tensão adquirido durante a soldagem, com tempo de soldagem de 1s e força de 600N Fonte: Presente trabalho

69

Figura 4.6: Dados correspondentes ao sinal de corrente adquirido durante a soldagem, com tempo de soldagem de 1s e força de 600N Fonte: Presente trabalho

Não se espera que haja diferença de fases entre o sinal de corrente e tensão

pois o circuito de soldagem é constitui, do ponto de vista elétrico, uma carga

puramente resistiva, de tal forma que a resistência dinâmica é calculada aplicando-

se, diretamente, a lei de Ohm. De fato, pode-se observar que corrente e tensão

encontram-se em fase no gráfico da Figura 4.7 (os sinais estão invertidos devido à

troca de polaridade dos cabos de ligação). Para a realização do cálculo da

resistência dinâmica, foram tomados os valores eficazes de tensão e corrente,

obtidos por meio da Equação 3.2. A corrente eficaz é mostrada no gráfico da Figura

4.8 e a tensão eficaz no gráfico da Figura 4.9. Nos gráficos, pode-se perceber que

os valores RMS, tanto da tensão como da corrente, caem após pouco menos de 1s

(antes do desligamento da máquina). Isso se deve ao fato de que cada valor eficaz é

calculado para um conjunto de pontos medidos. Assim, o valor eficaz é subestimado

70

devido à inclusão, no cálculo, de valores correspondentes ao tempo em que a

máquina está desligada.

Figura 4.7: Relação de fases entre tesão e corrente Fonte: Presente trabalho

Figura 4.8: Corrente eficaz de soldagem, comparada com o valor realmente medido Fonte: Presente trabalho

71

Figura 4.9: Tensão eficaz de soldagem, comparada com o valor realmente medido Fonte: Presente trabalho

4.4 RESISTÊNCIA DINÂMICA

Os resultados de resistência dinâmica para o tempo de soldagem de 1s, sem

pré-aquecimento, são mostrados nas Figuras 4.10, 4.11, 4.12. A resistência média e

a taxa de variação da resistência com o tempo estão indicadas em cada gráfico. As

resistências dinâmicas médias obtidas em cada caso com os respectivos desvio-

padrão são mostrados na Tabela 4.2.

72

TABELA 4.2

Composição química do aço utilizado nos experimentos

Força (N) Resistência media (mΩ) Desvio padrão (mΩ)

0 0,639 0,011

300 0,667 0,021

600 0,633 0,025


Figura 4.10: Evolução da resistência dinâmica, para o tempo de soldagem de 1s, sem pré-aquecimento e sem força aplicada Fonte: Presente trabalho

73

Figura 4.11: Evolução da resistência dinâmica, para o tempo de soldagem de 1s, sem pré-aquecimento e com força aplicada de 300N Fonte: Presente trabalho


74

Como se pode perceber, a menor resistência dinâmica média ocorreu para o

caso em que houve maior força aplicada, conforme esperado (TANG et al, 2000;

CHIEN e KANNATAY-ASIBU, 2002). Entretanto, a resistência dinâmica média para o

ensaio realizado sem carga (Figura 4.10) foi menor do que no ensaio realizado com

força aplicada de 300N (Figura 4.11). O valor inicial da resistência dinâmica é muito

próximo em todos os casos (0,64mΩ, 0,63mΩ e 0,61mΩ para, respectivamente,

forças aplicadas iguais a 0, 300N e 600N). A maior resistência média observada no

ensaio em que se aplicou 300N se justifica, portanto, pelo crescimento da resistência

dinâmica durante a soldagem, oriundo do aumento da temperatura das chapas e,

conseqüentemente, aumento da resistividade do material. Observa-se ainda que, em

todas as situações onde há força aplicada, a taxa de variação da resistência

dinâmica é maior do que quando não há força aplicada.

Os valores iniciais de resistência dinâmica foram medidos à temperatura

ambiente para os três corpos-de-prova, com as cargas de 600, 300 e 0N. Entretanto,

havendo pré-aquecimento das chapas, observa-se que há variação dos valores

iniciais de resistência dinâmica de acordo com a força aplicada. As Figuras 4.13,

4.14 e 4.15 mostram a evolução da resistência dinâmica em função do tempo de

soldagem para amostras pré-aquecidas em 100oC. Os valores iniciais de resistência

dinâmica foram, aproximadamente, de: 0,77mΩ (600N), 0,95mΩ (300N) e 0,98 (0N).

Tal comportamento sugere que, para forças de até 600N, a temperatura exerce mais

influência sobre a resistência dinâmica do que a força aplicada.

75

Figura 4.13: Evolução da resistência dinâmica, para o tempo de soldagem de 1s, com pré-aquecimento e sem aplicação de força Fonte: Presente trabalho

Figura 4.14: Evolução da resistência dinâmica, para o tempo de soldagem de 1s, com pré-aquecimento e com força aplicada de 300N Fonte: Presente trabalho

76

Figura 4.15: Evolução da resistência dinâmica, para o tempo de soldagem de 1s, com pré-aquecimento e com força aplicada de 600N Fonte: Presente trabalho

Para maiores tempos de soldagem, o comportamento da resistência dinâmica

difere do apresentada até aqui. A Figura 4.16 mostra a evolução da resistência

dinâmica para o tempo de soldagem de 2s, força aplicada de 600N, sem pré-

aquecimento. O valor inicial da resistência dinâmica (RA) foi de 0,78mΩ. Nos

primeiros instantes da soldagem, provavelmente devido à oxidação do material há

uma elevação da resistência dinâmica. Posteriormente, ocorre quebra dos óxidos

presentes nas superfícies das peças pela ação da força aplicada, com decréscimo

da resistência dinâmica (RB). Com o aquecimento das chapas, a resistividade

elétrica de ambos materiais sobe o que eleva a resistência dinâmica do sistema até

o valor de 0,79mΩ (RC). Em seguida, ocorre a deformação das chapas na zona de

união com queda da resistência dinâmica até o valor de 0,51mΩ (RD).

77


O mesmo comportamento foi evidenciado para tempos de soldagem de 3s em

que houve aplicação de força. Nas Figuras 4.17 e 4.18, mostra-se, respectivamente,

a evolução da resistência dinâmica e a fotografia evidenciando dobramento das

chapas para tempo de soldagem de 3s com aplicação de força igual a 600N. Como

se pode notar o aumento da área de contato que ocorre em virtude do dobramento

das chapas se reflete no comportamento da resistência dinâmica, que apresenta

uma queda logo após 4s. A deformação sofrida pelas chapas também é evidenciada

na Figura 4.19, que mostra o gráfico da evolução da força com tempo, durante a

soldagem. A queda observada no valor da força logo após o tempo de 5s ocorre

quando o material cede à aplicação de força e deforma, produzindo movimentação

do sistema de garras.

78

Figura 4.17: Corpo-de-prova submetido à soldagem por 3s, com força aplicada de 600N sem pré-aquecimento. Fonte: Presente trabalho

Figura 4.18: Evolução da resistência dinâmica para o tempo de soldagem de 3s, sem pré-aquecimento e força aplicada de 600N. Fonte: Presente trabalho

79

Figura 4.19: Evolução da força durante a soldagem para o tempo de soldagem de 3s, força aplicada de 600N, sem pré-aquecimento. Fonte: Presente trabalho

O mesmo efeito foi observado para o tempo de soldagem de 3s, porém com

força aplicada de 300N. Para ilustrar esse fenômeno são apresentadas nas Figuras

4.20, 4.21 e 4.22, respectivamente, a fotografia do corpo-de-prova deformado, a

evolução da resistência dinâmica e a evolução da força aplicada.

80

Figura 4.20: Corpo-de-prova submetido à soldagem por 3s, com força aplicada de 300N sem pré-aquecimento. Fonte: Presente trabalho

Figura 4.21: Evolução da resistência dinâmica para o tempo de soldagem de 3s, sem pré-aquecimento e força aplicada de 300N. Fonte: Presente trabalho

81

Figura 4.22: Evolução da força durante a soldagem para o tempo de soldagem de 3s, força aplicada de 300N, sem pré-aquecimento. Fonte: Presente trabalho

O dobramento das chapas fez com que e a união não ocorresse entre as

superfícies de contato originais. Esse problema é atribuído à falta de rigidez do

sistema de garras da máquina de soldagem que é incapaz de prover um

alinhamento perfeito entre as amostras quando há força aplicada. Devido a essas

limitações, estabelece-se que, para as condições desse trabalho, não se deve

ultrapassar o tempo de soldagem de 2s.

Um segundo problema identificado na soldagem é mostrado na Figura 4.23,

que mostra os corpos-de-prova soldados com tempo de 3s, sem aplicação de força e

sem pré-aquecimento. Nesse caso a expansão do material na junta, na ausência de

uma força de compressão que levasse os corpos-de-prova a permanecerem em

contato, levou à expulsão de material da linha de soldagem com rompimento dos

corpos-de-prova. Tal efeito pode ser observado na curva de resistência dinâmica

82

(mostrada na Figura 4.24) que apresenta um crescimento que tende ao infinito no

final da soldagem. Esse crescimento ocorre pois, com a separação dos materiais,

não mais há circulação de corrente elétrica.

Figura 4.23: Corpo-de-prova submetido à soldagem por 3s, sem força aplicada e sem pré-aquecimento. Fonte: Presente trabalho

83

Figura 4.24: Evolução da resistência dinâmica para o tempo de soldagem de 3s, sem força aplicada e sem pré-aquecimento Fonte: Presente trabalho

A Figura 4.25 relaciona os resultados de resistência dinâmica e força aplicada

obtidos para os diversos tempos de soldagem empregados. A tendência observada

na Figura 4.25 é que, com o aumento dos tempos de soldagem empregados, a

resistência dinâmica média se torne menor. Nos casos em que houve aplicação de

força, com tempos maiores de soldagem (3s), a diminuição se justifica devido à

queda da resistência ao final do processo.

84

Figura 4.25: Evolução da resistência dinâmica média em função do tempo de soldagem para as forças aplicadas de 0, 300 e 600N Fonte: Presente trabalho

4.5 ANÁLISE METALOGRÁFICA

A Figuras 4.26 (a), (b) e (c) mostram a macroestrutura de uma junta soldada

com pré-aquecimento, sem força aplicada, com tempo de soldagem de 1s. A Figura

4.26 (a) mostra que a linha de soldagem, na sua quase totalidade, não apresentou

perfeita união, e, também, irregularidade na linha de soldagem ao longo do

comprimento.

85

Figura 4.26 (a): Macrografia de uma junta soldada com pré-aquecimento, sem força aplicada e tempo de soldagem de 1s. Ampliação: 100X. Fonte: Presente trabalho

A Figura 4.26 (b) apresenta detalhe da figura anterior onde se observa a

presença de material oxidado material oxidado e, também, possivelmente, cristal de

inclusão não metálica.

86

Material oxidado Inclusão não metálica

Figura 4.26 (b): Macrografia de uma junta soldada com pré-aquecimento, sem força aplicada e tempo de soldagem de 1s. Ampliação: 200X. Fonte: Presente trabalho

A Figura 4.26 (c) mostra região com união perfeita e, também, irregularidades

no processo de junção. Não se constatou estrutura de material fundido e, parece

que houve algum crescimento de grão próximo à região de contato. É interessante

notar que na Figura 4.26 (c) se comprova que a soldagem ocorre por deformação.

Havendo fusão, espera-se que haja nucleação de novos grãos na linha de soldagem

com estrutura colunar, como pode ser observado na Figura 2.3, que mostra a zona

fundida de um aço inoxidável ferrítico submetido à soldagem por laser. Na soldagem

87

empregada no presente trabalho, tal fenômeno não se observa uma vez que os

grãos adjacentes à linha de soldagem possuem o mesmo aspecto dos grãos do

metal base.

Figura 4.26 (c): Macrografia de uma junta soldada com pré-aquecimento, sem força aplicada e tempo de soldagem de 1s. Ampliação: 500X. Fonte: Presente trabalho

As Figura 4.27 (a), (b) e (c) mostram a macroestrutura de uma junta soldada com

pré-aquecimento, força aplicada de 300N e tempo de soldagem de 1s. A Figura

4.27(a) mostra que houve redução na presença de óxido com o aumento da força

88

aplicada. Além disso, observa-se que houve acréscimo da região de caldeamento

entre os corpos-de-prova.

Figura 4.27 (a): Macrografia de uma junta soldada com pré-aquecimento, com força aplicada de 300N e tempo de soldagem de 1s. Ampliação: 100X. Fonte: Presente trabalho

A Figura 4.27 (b) mostra detalhe da figura anterior na região de caldeamento.

Com a aplicação de força, as irregularidades na linha de soldagem diminuem.

89

Figura 4.27 (b): Macrografia de uma junta soldada com pré-aquecimento, com força aplicada de 300N e tempo de soldagem de 1s. Ampliação: 200X. Fonte: Presente trabalho

A Figura 4.27(c) mostra a microestrutura do metal base para a solda da Figura

4.27.

90

Figura 4.27: Macrografia do metal base de uma junta soldada com pré-aquecimento, com força aplicada de 300N e tempo de soldagem de 1s. Ampliação: 200X. Fonte: Presente trabalho

91

5 CONCLUSÕES E RECOMENDAÇÕES

5.1 CONCLUSÕES

As principais conclusões realizadas no decorrer do trabalho foram:

1. À temperatura ambiente, ao se aplicar força em uma faixa de 0 a 600N não

há variação da resistência de contato na soldagem do aço inoxidável AISI 409.

2. A influência da temperatura de pré-aquecimento sobre o valor inicial da

resistência dinâmica é maior do que a influência de forças aplicadas de até 600N.

3. O aumento da força aplicada durante a soldagem acarreta em um aumento

da taxa de variação da resistência dinâmica.

4. A resistência dinâmica é um fator importante para o controle de qualidade

da solda.

5. O aumento da força aplicada favorece a eliminação de irregularidades na

linha soldada, bem como a diminuição de material oxidado entre as superfícies de

contato das peças.

6. Para o aparato experimental utilizado, com força aplicada de até 600N, o

tempo de soldagem deve situar-se entre 1 e 2s.

92

5.2 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

1. Realizar modificações estruturais na máquina de soldagem com o objetivo

de aumentar a rigidez do sistema e evitar problemas de dobramento das chapas

durante a soldagem.

2. Realizar medições de temperatura na linha de soldagem.

3. Caracterizar as inclusões e os óxidos que se formam na interface entre os

corpos-de-prova, identificados com microscopia óptica.

4. Estudar a soldabilidade de diferentes materiais.

93

6 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

American Welding Society, 1991, Welding Handbook – Welding Processes, 8ed.,

Miami, American Welding Society.

Baptista, Manuel N., 2002, Simulação da Soldagem por ERW de Tubos de Aço

Inoxidável Ferrítico AISI para Sistemas de Exaustão Automotivos, Dissertação de

Mestrado, Pós-Graduação em Engenharia Mecânica, USP, SP, Brasil.

Bastian, B. J., W, 1976, Welding and Brazing of Carbon Steels Book 3 – Resistance

Welding, 1ed., New York, American Society for Metals.

Bayraktar, E., Moiron J. e Kaplan, D., 2006, “Effect of welding conditions on the

formability characteristics of thin steel sheets: Mechanical and metallurgical effects”,

Journal of Materials Processing Technology, vol. 175, pág. 20-26.

Cary, Howard B., 1998, Modern Welding Technology, 4ed., New Jersey, Prentice

Hall.

Cavazos, J. L., 2006, “Characterization of precipitates formed in a ferrtic stainless

steel stabilized with Zr and Ti additions”, Materials Characterization, vol. 56, pág. 96-

101.

94

Chen S. B., et al, 1997, ”Self-Learning Fuzzy Neural Networks and Computer Vision

for Control of Pulsed GTAW”, Welding Journal, vol. 76, mai., pág. 201s-209s.

Chien, C. S. e Kannatey-Asibu, Jr., 2002, “Investigation of Monitoring Systems for

Resistance Spot Welding”, Welding Journal, vol 81, set., pág. 195s-199s.

Cho, Y. e Rhee, S., 2002, “Primary Circuit Dynamic Resistance Monitoring and its

Application to Quality Estimation during Resistance Spot Welding”, Welding Journal,

81, jun., pág. 104s-111s.

Cho, Y. e Rhee, S., 2003, “Experimental Study of Nugget Formation in Resistance

Spot Welding”, Welding Journal, 82, ago., pág. 195s-201s.

Carneiro, J. R. G., et al, 2005, “Automação de Máquina de Solda por Pontos para

Modelagem Matemática do Perfil de Temperatura no Aquecimento da Soldagem de

Topo de Aço AISI 409”, 3º COBEF – O Maior Evento Brasileiro de Engenharia de

Fabricação, vol. 1, abr., pág. 201-212.

Chiaverini, V., 2005, Aços e Ferros Fundidos, 7ed., São Paulo, Associação Brasileira

de Metalurgia e Metais.

Easterling, K., 1992, Introduction to the Physical Metallurgy of Welding, 1ed., New

York, Butterworth.

95

Fonseca, E. O. T. e Bracarense, A. Q., 1999, “Desenvolvimento de um Sistema para

Monitoração da Resistência Dinâmica e da Força na Soldagem a Ponto por

Resistência Elétrica”, XXV Encontro Nacional de Tecnologia da Soldagem, São

Paulo, set., pág. 109-118.

Fujimoto, K., et al, 1997, “Design and construction of a loading system for resistance

welding and its dynamic properties: Optimization of the loading system in high current

density spot welding with a short energizing time (1st Report)”, Welding International,

vol. 13, mai., pág. 371-377.

Fujita, N. Ohmura et al, 1996, “Effect of Nb on High-Temperature Properties for

Ferritic Stainless Steels”, Scripta Materialia, vol. 35, jun, pág. 705-710.

Gooch, T. G., 1996, “Corrosion Behavior of Welded Stainless Steel”, Welding

Journal, vol. 75, nov., pág. 135s-154s.

Guimarães, A. A. e Mei, P.R., 2004, “Precipitation of carbides in AISI type 446

stainless steel under working conditions”, Journal of Materials Processing

Technology, vol. 155-156, pág. 1681-1689.

Irving, B., 1997, “Neural Networks Are Paying Off on the Production Line”, Welding

Journal, vol. 76, out, pág. 59-64.

Kou, S. e LE, Y., 1987, Metallurgical. Transactions, 13A: 1141.

96

Linnert, G., 1965, Welding Metallurgy – Carbon and Alloy Steels, 3ed., New York,

American Welding Society.

Machado, Ivan G., 2000, Condução de Calor na Soldagem: Fundamentos e

Aplicações, 1ed., Porto Alegre, Imprensa Livre Editora Ltda.

Martignoni, Alfonso, 1973, Transformadores, 1ed., Porto Alegre, Editora Globo.

Martin, D. C., 1957, “High-Frequency Resistance Welding”, Welding Journal, pág.

703-707.

Modenesi, P. J., 2001, Soldabilidade dos Aços Inoxidáveis, 1ed., São Paulo, SENAI-

SP.

Modenesi, P. J. e Marques, P. V., 2000. Soldagem I: Introdução aos Processos de

Soldagem, Departamento de Engenharia Metalúrgica da UFMG, Belo Horizonte.

Na, S.-J. e Park, S.-W., 1996, “A Theoretical Study on Electrical and Thermal

Response in Resistance Spot Welding”, Welding Journal, vol. 75, ago., pág. 233s-

241s.

NARITA, K, 1975., “Physical Chemistry of the Groups Iva (Ti, Zr), Va (V, Nb, Ta) and

Rare Earth Elements in Steel”, Transactions ISIJ, Vol. 15, p. 145-152.

97

Nishimoto, K. e Ogawa, K., 1999, “Corrosion Properties in Weldments of Stainless

Steel (1). Metallurgical Factors Affecting Corrosion Properties”, Welding International,

vol. 13, nov., pág. 845-854.

Quintão, I. F. e Bracarense, A. Q., 1997, “Estudo da Viabilidade da Automação de

Processos de Soldagem”, XXIII Encontro Nacional de Tecnologia da Soldagem, São

Paulo, mai., pág. 109-118.

Rêgo, A. T., 2004, Automação de máquina de solda por pontos para modelagem

matemática do perfil de temperatura no aquecimento da soldagem de topo do aço

AISI 409, Dissertação de Mestrado, Departamento de Engenharia Mecânica, PUC

Minas, Belo Horizonte, MG, Brasil.

Rêgo, R. U., 2005, Modelagem Matemática do Ciclo Térmico do Aço Inoxidável

Ferrítico AISI 409, Dissertação de Mestrado, Departamento de Engenharia

Mecânica, PUC Minas, Belo Horizonte, MG, Brasil.

Rudd, W. C., 1957, “High Frequency Resistance Welding”, Third Annual Midwest

Welding Conference, Chicago.

Sato, R., 1998, “Stress and rigidity analysis of spot-welded and weld-bonded

members”, Welding Internatinal, vol. 12, fev., pág. 107-117.

Senkara, J., et al, 2004, “Expulsion Prediction in Resistance Spot Welding”, Welding

Journal, vol 86, abr., pág. 123s-132s.

98

Santana, I. J., 2003, Simulação da soldagem por indução de alta freqüência em

tubos de aço inoxidável ferrítico, Dissertação de Mestrado, Pós-Graduação em

Engenharia Metalúrgica e de Minas, UFMG, MG, Brasil.

Song, Q. et al, 2005, “An Experimental Study Determines the Electrical Contact

Resistance in Resistance Welding”, Welding Journal, vol 84, mai., pág. 73s-76s.

Tang, H. et al., 2000, “Force Characteristics of Resistance Spot Welding of Steels”,

Welding Journal, vol 79, jul., pág. 373s-380s.

Tang, H. et al., 2003, “Influence of Welding Machine Mechanical Characteristics on

the Resistance Spot Welding Process and Weld Quality”, Welding Journal, vol. 82,

mai., pág. 116s-124s.

UDIN, Harry et al., 1954 Welding for Engineers, John Wiley & Sons, New York.

UHLIG, H.H., 1971, Corrosion and Corrosion Control, Wiley 2aed, New York.

VITEK, J. M., ISKANDER, Y. S. e OBLOW, E. M., 2000, “Improved Ferrite Number

Prediction in Stainless Steel Arc Welds Using Artificial Neural Networks--Part 1:

Neural Network Development”, Welding Journal, vol. 79, fev., pág. 33s-40s.

99

VITEK, J. M., ISKANDER, Y. S. e OBLOW, E. M., 2000, “Improved Ferrite Number

Prediction in Stainless Steel Arc Welds Using Artificial Neural Networks--Part 2:

Neural Network Results”, Welding Journal, vol. 79, fev., pág. 41s-50s.

WRIGHT, J., 1998, HF Tube Welding Processes, Electronic Heating Equipment Inc.

www.impeder.com/Efficiency/efficiency.html

WU, P. et al., 2005, “Characterization of Dynamic Mechanical Properties of

Resistance Welding Machines”, Welding Journal, vol. 82, jan., pág. 17s-21s.

Livros Grátis( http://www.livrosgratis.com.br )

Milhares de Livros para Download: Baixar livros de AdministraçãoBaixar livros de AgronomiaBaixar livros de ArquiteturaBaixar livros de ArtesBaixar livros de AstronomiaBaixar livros de Biologia GeralBaixar livros de Ciência da ComputaçãoBaixar livros de Ciência da InformaçãoBaixar livros de Ciência PolíticaBaixar livros de Ciências da SaúdeBaixar livros de ComunicaçãoBaixar livros do Conselho Nacional de Educação - CNEBaixar livros de Defesa civilBaixar livros de DireitoBaixar livros de Direitos humanosBaixar livros de EconomiaBaixar livros de Economia DomésticaBaixar livros de EducaçãoBaixar livros de Educação - TrânsitoBaixar livros de Educação FísicaBaixar livros de Engenharia AeroespacialBaixar livros de FarmáciaBaixar livros de FilosofiaBaixar livros de FísicaBaixar livros de GeociênciasBaixar livros de GeografiaBaixar livros de HistóriaBaixar livros de Línguas










http://www.livrosgratis.com.br/cat_1/administracao/1







http://www.livrosgratis.com.br/cat_2/agronomia/1







http://www.livrosgratis.com.br/cat_3/arquitetura/1







http://www.livrosgratis.com.br/cat_4/artes/1







http://www.livrosgratis.com.br/cat_5/astronomia/1







http://www.livrosgratis.com.br/cat_6/biologia_geral/1









http://www.livrosgratis.com.br/cat_8/ciencia_da_computacao/1











http://www.livrosgratis.com.br/cat_9/ciencia_da_informacao/1











http://www.livrosgratis.com.br/cat_7/ciencia_politica/1









http://www.livrosgratis.com.br/cat_10/ciencias_da_saude/1











http://www.livrosgratis.com.br/cat_11/comunicacao/1







http://www.livrosgratis.com.br/cat_12/conselho_nacional_de_educacao_-_cne/1















http://www.livrosgratis.com.br/cat_13/defesa_civil/1









http://www.livrosgratis.com.br/cat_14/direito/1







http://www.livrosgratis.com.br/cat_15/direitos_humanos/1









http://www.livrosgratis.com.br/cat_16/economia/1







http://www.livrosgratis.com.br/cat_17/economia_domestica/1









http://www.livrosgratis.com.br/cat_18/educacao/1







http://www.livrosgratis.com.br/cat_19/educacao_-_transito/1









http://www.livrosgratis.com.br/cat_20/educacao_fisica/1









http://www.livrosgratis.com.br/cat_21/engenharia_aeroespacial/1









http://www.livrosgratis.com.br/cat_22/farmacia/1







http://www.livrosgratis.com.br/cat_23/filosofia/1







http://www.livrosgratis.com.br/cat_24/fisica/1







http://www.livrosgratis.com.br/cat_25/geociencias/1







http://www.livrosgratis.com.br/cat_26/geografia/1







http://www.livrosgratis.com.br/cat_27/historia/1







http://www.livrosgratis.com.br/cat_31/linguas/1







Baixar livros de LiteraturaBaixar livros de Literatura de CordelBaixar livros de Literatura InfantilBaixar livros de MatemáticaBaixar livros de MedicinaBaixar livros de Medicina VeterináriaBaixar livros de Meio AmbienteBaixar livros de MeteorologiaBaixar Monografias e TCCBaixar livros MultidisciplinarBaixar livros de MúsicaBaixar livros de PsicologiaBaixar livros de QuímicaBaixar livros de Saúde ColetivaBaixar livros de Serviço SocialBaixar livros de SociologiaBaixar livros de TeologiaBaixar livros de TrabalhoBaixar livros de Turismo

http://www.livrosgratis.com.br/cat_28/literatura/1







http://www.livrosgratis.com.br/cat_30/literatura_de_cordel/1











http://www.livrosgratis.com.br/cat_29/literatura_infantil/1









http://www.livrosgratis.com.br/cat_32/matematica/1







http://www.livrosgratis.com.br/cat_33/medicina/1







http://www.livrosgratis.com.br/cat_34/medicina_veterinaria/1









http://www.livrosgratis.com.br/cat_35/meio_ambiente/1









http://www.livrosgratis.com.br/cat_36/meteorologia/1







http://www.livrosgratis.com.br/cat_45/monografias_e_tcc/1







http://www.livrosgratis.com.br/cat_37/multidisciplinar/1





http://www.livrosgratis.com.br/cat_38/musica/1







http://www.livrosgratis.com.br/cat_39/psicologia/1







http://www.livrosgratis.com.br/cat_40/quimica/1







http://www.livrosgratis.com.br/cat_41/saude_coletiva/1









http://www.livrosgratis.com.br/cat_42/servico_social/1









http://www.livrosgratis.com.br/cat_43/sociologia/1







http://www.livrosgratis.com.br/cat_44/teologia/1







http://www.livrosgratis.com.br/cat_46/trabalho/1







http://www.livrosgratis.com.br/cat_47/turismo/1







Documents

INFLUÊNCIA DA FORÇA NA SOLDAGEM DE TOPO POR …livros01.livrosgratis.com.br/cp109534.pdf · inclusões e óxidos na região da solda. Palavras-chave: Soldagem por resistência,