OBTENÇÃO NUMÉRICA E EXPERIMENTAL DO …sicbolsas.anp.gov.br/sicbolsas/Uploads/TrabalhosFinais/...realizar considerações não lineares e em regimes transientes de propriedades

UNIVERSIDADE FEDERAL RURAL DO SEMI-ÁRIDO

DEPARTAMENTO DE CIÊNCIAS AMBIENTAIS E TECNOLÓGICAS

CURSO DE ENGENHARIA DE PETRÓLEO

PROGRAMA MULTIDISCIPLINAR DE FORMAÇÃO DE RECURSOS HUMANOS NA

ÁREA DE PETRÓLEO, GÁS NATURAL, BIOCOMBUSTÍVEIS E ENERGIA PRH-56

RAFAEL LEANDRO FERNANDES MELO

OBTENÇÃO NUMÉRICA E EXPERIMENTAL DO CAMPO DE TEMPERATURA

NA SOLDAGEM TIG DO AÇO AISI 304, UTILIZADO NA INDUSTRIA DO

PETRÓLEO GÁS E BIOCOMBUSTÍVEL

MOSSORÓ-RN

2016





Monografia apresentada a Universidade

Federal Rural do Semi-Árido - UFERSA,

Departamento de ambientais e tecnológicas

para a obtenção do título de Engenheiro

Mecânico.

Orientador: Prof. Dr. Francisco Edson

Nogueira Fraga – UFERSA.

MOSSORÓ-RN

2016





Monografia apresentada ao Departamento de

Ambientais e Tecnológicas para a obtenção do

título de Engenheiro Mecânico.

Dedico a minha mãe Ana e a Isabel.

AGRADECIMENTOS

A minha amada mãe Ana pela grande educação, amor e carinho, fornecendo-me a cada

momento de minha vida. Ao meu amor Isabel, que me fornece todo o apoio que um homem

precisa.

Ao professor Dr. Edson pela orientação, empenho e colaboração nesta monografia.

Ao professor Dr. Victor Freire, pela singela, mas essencial colaboração nesta pesquisa.

Aos meus amigos da Engenharia Mecânica, pelos grandes momentos.

Aos professores formadores de opinião da UFERSA.

A instituição UFERSA pela oportunidade da formação acadêmica.

A ANP/PRH 56 pelo investimento nesses 2 anos de pesquisa.

“Existem muitas hipóteses em ciência que

estão erradas. Isso é perfeitamente aceitável,

elas são aberturas para achar as que estão

certas. ”

(Carl Sagan)

RESUMO

Estruturas soldadas apresentam ciclos térmicos, que podem diferenciar-se de acordo com a

energia de soldagem empregada no processo. A obtenção dos ciclos térmicos de soldagem é

importante, dentre outros aspectos, porque possibilita o estudo dos gradientes de temperatura,

que por sua vez, são responsáveis pela geração dos campos de tensões residuais em juntas

soldadas. Nesse sentido, foi realizado uma modelagem térmica da soldagem TIG autógena em

uma placa de aço inoxidável austenítico AISI 304. Utilizou-se o software de elementos finitos

ANSYS Workbench 16.0. Nesse, foi instalado uma rotina para o movimento do fluxo de

calor, moving heat flux no qual é obtida através do software matemático MatLab. Para

fidelidade da condição real de soldagem, as propriedades físicas do material (condutividade

térmica, calor especifico e densidade) foram criadas para variar com a temperatura, levando a

uma análise transiente. Foram consideradas as perdas de calor por condução, convecção

natural e radiação. O modelo numérico da fonte de calor adotada foi a dupla-elipsoidal de

Goldak. A fim de obter o campo de temperatura, foram utilizados pontos estratégicos de

medição dispostos próximo ao cordão de solda. Tentou-se realizar a validação do modelo

através de uma análise experimental do processo, nas mesmas condições de contorno adotadas

no modelo numérico, entretanto o experimental não obteve significância suficiente. Dessa

forma, a validação do modelo foi realizada através de dados obtidos da literatura. Os

resultados numéricos mostraram-se válidos para as dadas condições empregadas,

demonstrando serem viáveis para a obtenção de ciclos térmicos em uma peça soldada.

Palavras – Chave: Soldagem TIG; Campos de temperatura; Simulação numérica

computacional.

LISTA DE TABELAS

Tabela 1: Resumo dos processos de soldagem por fusão. ........................................................ 16

Tabela 2: Tabela de composição química do AISI 304. ........................................................... 21

Tabela 3: Evolução das geometrias adotadas para modelagem de fonte de calor. ................... 34

Tabela 4: Propriedades para modelagem do AISI 304. ............................................................ 42

Tabela 5: Parâmetros de soldagem experimental ..................................................................... 44

Tabela 6: Propriedades termofisicas computacionais do AISI 304. ......................................... 47

LISTA DE FIGURAS

Figura 1: Energia potencial em um sistema composto por dois átomos em função da distância

de separação entre eles. ............................................................................................................ 13

Figura 2: Formação teórica de uma solda por aproximação de superfícies. ............................. 14

Figura 3: Soldagem por deformação. ....................................................................................... 15

Figura 4: Processo de soldagem por fusão (a) representação esquemática. (b) Macrografia de

uma junta. ................................................................................................................................. 15

Figura 5: Equipamento para soldagem TIG ............................................................................. 17

Figura 6: Efeito do tipo de corrente para soldagem TIG. ......................................................... 18

Figura 7: Fluxo de calor em um processo de soldagem por fusão. .......................................... 19

Figura 8: Exemplo de malhas não estruturadas (a) triangular com diferentes tamanhos e (b)

retangular e triangular ao mesmo tempo, com diferentes tamanhos. ....................................... 23

Figura 9: Convergência de resultados com uma malha de triângulos não estruturados. ......... 23

Figura 10: Simulação de um processo de soldagem no software ANSYS Apdl. ..................... 25

Figura 11: Análise do campo de temperatura do AISI 316L. ................................................... 26

Figura 12: Acoplamento completo para simulação de um processo de soldagem. .................. 27

Figura 13: Modelo bidimensional (2D), utilizado na simulação computacional de um processo

de soldagem, para avaliação do campo de temperatura e do campo de tensões....................... 28

Figura 14: Geometria utilizada por Heinze, Schwen e Rethmeier (2012), para análise do

campo de tensões, comparando modelos bidimensionais (2D) com modelos tridimensionais

(3D) e com modelo experimental. ............................................................................................ 29

Figura 15: b) Comparação das tensões residuais na direção longitudinal, obtidas por modelos

(2D), (3D) e resultados experimentais. c) Comparação das tensões residuais na direção

transversal, obtidas por modelos (2D), (3D) e resultados experimentais. ................................ 30

Figura 16: Influência da temperatura de fusão. ........................................................................ 32

Figura 17: Modelo circular da distribuição do fluxo de calor. ................................................. 35

Figura 18: a) Modelo de fonte de calor Gaussiana aplicada à superfície, b) Modelo de fonte de

calor Gaussiana volumétrico, c) Dupla elipsoidal de Goldak (2005). ...................................... 36

Figura 19: Validação de modelo, utilizando a técnica GTAW para união de Monel 400, com

a fonte de calor simulada de Goldak (2005). ............................................................................ 38

Figura 20: Comparação da dupla elipsoidal de Goldak (2005), com um cordão de solda

experimental. ............................................................................................................................ 39

Figura 21: Refinamento da malha no caminho da fonte de calor. ............................................ 40

Figura 22: a) Distribuição de temperatura para um modelo de condução de calor, b)

distribuição de temperatura para um modelo de convecção de calor. ...................................... 41

Figura 23: Dimensões do corpo de prova simulado. ................................................................ 46

Figura 24: Características do AISI 304, criado no ANSYS Workbench 16.0. ......................... 48

Figura 25: Algumas das malhas utilizadas para convergência de resultados. .......................... 50

Figura 26: Análise de convergência das malhas. ...................................................................... 50

Figura 27: Rotina para criação da malha. ................................................................................. 51

Figura 28: Configuração da Edge sizing. ................................................................................. 51

Figura 29: Configuração adotada na All triangles method e Refinement. ................................ 52

Figura 30: Configuração da malha do ambiente, Patch conforming Method. .......................... 52

Figura 31: Malha do ambiente mostrada sobre a malha da chapa. ........................................... 53

Figura 32: Criação do ambiente para obtenção das condições de contorno. ............................ 54

Figura 33: Condições de contorno computacional. .................................................................. 54

Figura 34: Localização das medições de temperatura computacional. .................................... 55

Figura 35: Dimensões corpo de prova experimental. ............................................................... 56

Figura 36: Condições de contorno da análise experimental. .................................................... 57

Figura 37: Disposição do bico do eletrodo a peça. ................................................................... 57

Figura 38: Localização das medições de temperatura experimental. ....................................... 58

Figura 39: Aquisitor de temperatura. ........................................................................................ 59

Figura 40: Disposição dos termopares na peça. ....................................................................... 60

Figura 41: Simulação do deslocamento da fonte de calor, tempo de 9,9 segundos. ................ 62

Figura 42: Simulação do deslocamento da fonte de calor, tempo de 20,1 segundos. .............. 62




Figura 46: Simulação do deslocamento da fonte de calor, tempo de 60 segundos. ................. 64

Figura 47: Ciclo térmico medido computacionalmente no início da poça de fusão do cordão

de solda. .................................................................................................................................... 66

Figura 48: Curva do gradiente de temperatura para medições realizadas no início do cordão de

solda. ......................................................................................................................................... 68

Figura 49: Ciclo térmico medido experimentalmente no início do cordão de solda. ............... 69

Figura 50: Ciclo térmico medido computacionalmente no meio da poça de fusão do cordão de

solda. ......................................................................................................................................... 70

Figura 51: Curva do gradiente de temperatura para medições realizadas no meio do cordão de

solda. ......................................................................................................................................... 72

Figura 52: Ciclo térmico medido experimentalmente no meio do cordão de solda. ................ 73

Figura 53: Ciclo térmico medido computacionalmente no final da poça de fusão do cordão de

solda. ......................................................................................................................................... 74

Figura 54: Curva do gradiente de temperatura para medições realizadas no final do cordão de

solda. ......................................................................................................................................... 75

Figura 55: Ciclo térmico medido experimentalmente no final do cordão de solda. ................. 76

Figura 56:Comparação entre a situação experimental que melhor se assemelha com a

simulação. ................................................................................................................................. 77

Figura 57: Mapa do campo de temperatura para o início do processo de soldagem. ............... 78

Figura 58: Mapa do campo de temperatura no meio do processo de soldagem. ...................... 79

Figura 59: Mapa do campo de temperatura no final do processo de soldagem........................ 80

Figura 60: Comparação da dupla elipsoidal de Goldak com o cordão de solda experimental. 81

SUMÁRIO

1 INTRODUÇÃO ............................................................................................................... 10

2 OBJETIVOS .................................................................................................................... 12

2.1 OBJETIVO GERAL ...................................................................................................... 12

2.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS ........................................................................................ 12

3 FUNDAMENTAÇÃO TEORICA ................................................................................. 13

3.1 SOLDAGEM ................................................................................................................. 13

3.1.1 Processo de soldagem TIG ............................................................................... 16

3.2 AÇOS INOXIDÁVEIS .................................................................................................. 20

3.2.1 Aços inoxidáveis austeníticos ........................................................................... 20

3.3 SOLDABILIDADE DE AÇOS INOXIDÁVEIS ........................................................... 21

3.4 AÇOS INOXIDAVEIS NA INDUSTRIA DO PETRÓLEO E GÁS ............................. 21

3.5 METÓDO DE ELEMENTOS FINITOS ....................................................................... 22

3.6 SIMULAÇÃO COMPUTACIONAL EM SOLDAGEM .............................................. 24

3.6.1 Modelagem do processo de soldagem ............................................................. 26

3.6.2 Dimensões do modelo ....................................................................................... 28

3.7 ANÁLISE TÉRMICA ................................................................................................... 30

3.7.1 Método analítico ............................................................................................... 32

3.7.2 Método numérico .............................................................................................. 33

3.7.3 Modelos de fonte de calor com princípio de condução térmica ................... 33

3.7.4 Modelos de fonte de calor com princípio de convecção térmica .................. 40

3.7.5 Propriedades do material ................................................................................. 41

3.7.6 Condições de contorno ..................................................................................... 42

4 METODOLOGIA ........................................................................................................... 44

4.1 PARÂMETROS DE SOLDAGEM EXPERIMENTAL E COMPUTACIONAL ......... 44

4.2 METODOLOGIA DA ANÁLISE COMPUTACIONAL .............................................. 45

4.2.1 Dimensões computacionais do corpo de prova .............................................. 45

4.2.2 Propriedades termofísicas computacionais do corpo de prova .................... 47

4.2.3 Geração da malha ............................................................................................. 48

4.2.4 Condições de contorno computacional ........................................................... 53

4.2.5 Método para medição pontual de temperatura computacional ................... 55

4.3 METODOLOGIA DA ANÁLISE EXPERIMENTAL .................................................. 55

4.3.1 Dimensões experimentais do corpo de prova ................................................. 56

4.3.2 Condições de contorno experimental .............................................................. 56

4.3.3 Método para medição de temperatura experimental .................................... 58

5 RESULTADOS E DISCUSSÕES .................................................................................. 61

5.1 DESLOCAMENTO DA FONTE DE CALOR COMPUTACIONAL .......................... 61

5.2 MEDIÇÕES DE TEMPERATURA COMPUTACIONAL E EXPERIMENTAL ........ 65

5.2.1 Medições computacionais e experimentais de temperatura versus tempo

com os termopares localizados no início do cordão de solda ...................................... 65


com os termopares localizados no meio do cordão de solda ........................................ 70


com os termopares localizados no final do cordão de solda ........................................ 74

5.3 MAPAS DO CAMPOS DE TEMPERATURA COMPUTACIONAL .......................... 78

5.4 COMPARAÇÃO DA FONTE DE CALOR COMPUTACIONAL COM A

GEOMETRIA DO CORDÃO EXPERIMENTAL ............................................................... 81

6 CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ........................ 82

6.1 CONCLUSÕES ............................................................................................................. 82

6.2 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ......................................................... 82

REFERÊNCIAS ..................................................................................................................... 83

10

1 INTRODUÇÃO

Analisar um problema de engenharia via métodos numéricos tem sido cada vez mais

utilizado nos dias atuais, em especial o método de elementos finitos (MEF). Este permite

realizar considerações não lineares e em regimes transientes de propriedades termofísicas do

material tais como: condutividade térmica, calor especifico e densidade, que por sua vez

dependem da temperatura e das trocas de calor com o meio (convecção e radiação)

(CAGANI, 2012).

Para implementação do MEF em problemas de engenharia necessitou-se de avanços

em softwares computacionais de simulação, devido à grande sobrecarga de modelagem

matemática envolvida, assim desde as primeiras simulações realizadas por Hibbit e Marcal

(1973), aos dias atuais, a complexidade e o desempenho dos modelos tem evoluído muito

(QUEIROZ, 2014).

O avanço dos softwares de simulação até os modelos tridimensionais transientes

completos com propriedades não lineares variantes em temperatura permitiu a análise de

estruturas soldadas, bem como o estudo da distribuição de calor na soldagem (BEZERRA,

2006). Nesta linha, a simulação possui uma maior rapidez nos estágios iniciais, minimizando

assim custos e riscos ligados ao processo (QUEIROZ, 2014).

A possibilidade de determinar numericamente a distribuição de temperatura em um

material soldado permite a observação da tendência natural da dilatação das partes aquecidas,

a qual é restringida pelas regiões adjacentes menos aquecidas, assim gerando deformações

elásticas e plásticas não uniformes. Responsáveis por criar tensões residuais no material, bem

como, as transformações de fases que levam as variações de volume em contrações e

expansões (BEZERRA, 2006).

Com base nos fatores observados, o conhecimento do campo transiente de temperatura

em um processo de soldagem mostra-se como o primeiro passo a determinação do campo de

tensões residuais (BARBAN, 2014).

O presente trabalho por sua vez, visa à obtenção do campo de temperatura transiente e

não linear devido a um processo de soldagem TIG autógeno (sem material de adição) de

forma simulada através da técnica MEF utilizando o software ANSYS Workbench 16.0, e de

forma experimental através de uma bancada de soldagem TIG autógeno, recolhendo a

temperatura através de termopares do tipo K.

11

A comparação entre a simulação e o experimento, justifica-se pela obtenção da

garantia do método de elementos finitos (BARBAN, 2014).

O processo anteriormente mencionado será realizado em uma placa de aço inoxidável

austenítico AISI 304. Sendo esse um aço de grande utilização na indústria do petróleo, gás e

biocombustíveis, por possuir uma grande resistência à corrosão, e ainda satisfazer demandas

de propriedades como tenacidade, resiliência e ductilidade necessária para o trabalho.

12

2 OBJETIVOS

2.1 OBJETIVO GERAL

Utilizar um modelo computacional para obter o campo de temperatura em uma chapa

de aço inoxidáveis austenítico AISI 304, de forma a comparar com dados da literatura, bem

como dados experimentais recolhidos.

2.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS

Utilizar o software ANSYS Workbench 16.0 para realizar a simulação computacional

da distribuição de calor durante a soldagem, utilizando o processo de soldagem TIG autógeno;

Realizar experimentos com a soldagem TIG autógena em chapas de aço inoxidáveis

AISI 304 a fim de tentar validar o modelo numérico simulado no ANSYS Workbench 16.0;

Desenvolver o conhecimento/experiência sobre simulação computacional utilizando

um software de elementos finitos, bem como desenvolver conhecimento/experiência em um

processo experimental de soldagem TIG autógeno.

13

3 FUNDAMENTAÇÃO TEORICA

3.1 SOLDAGEM

A Soldagem pode ser definida como um grande número de diferentes processos

utilizados na fabricação e recuperação de peças, equipamentos e estruturas. É considerada

como um método de união, contudo, muitos processos de soldagem ou variações destes são

usados para deposição de material sobre uma superfície, visando a recuperação de peças

desgastadas ou a formação de um revestimento com características especiais (MODENESI,

2006). Outra definição de soldagem adotada pela AWS – American Welding Society, diz que

está é a operação que visa obter a coalescência localizada produzida pelo aquecimento até

uma temperatura adequada, com ou sem a aplicação de pressão e de metal de adição.

Para peças metálicas, podemos dizer que estas, de forma simplificada, é formada por

um grande número de átomos dispostos em um arranjo espacial característico, chamado de

estrutura cristalina. Os átomos localizados no interior desta estrutura são cercados por um

número de vizinhos próximos, posicionados a uma distância , na qual a energia do sistema é

mínima (WAINER, 2004; MODENESI, 2006). Como é mostrado na figura 1.

Figura 1: Energia potencial em um sistema composto por dois átomos em função da distância de separação entre

eles.

Fonte: (MODENESI, 2006).

14

Neste caso, os átomos estão em uma condição de energia mínima, com nenhuma

tendência de ligação com os átomos vizinhos. Porém, na superfície do solido está situação é

diferente já que os átomos possuem menos vizinhos, e assim possuem mais energia livre do

que os átomos situados no interior. Esta energia pode ser reduzida quando os átomos

superficiais se ligam a outros, e essa ligação pode acontecer unindo-se dois materiais

eletronicamente compatíveis entre si, a uma distância suficientemente pequena para a

formação de uma ligação permanente (WAINER, 2004; MODENESI, 2006). Ilustrada na

seguinte figura 2.

Figura 2: Formação teórica de uma solda por aproximação de superfícies.


Contudo, para peças metálicas essa condição não acontece, com especiais exceções,

pois existem obstáculos que impedem uma aproximação efetiva, como por exemplo,

rugosidade do material, camadas de óxidos, umidade, gordura, poeira, entre outros, que

impedem um contato real entre as superfícies, dificultando a formação da solda. Para superar

essa condição pode-se deformar as superfícies de contato permitindo a aproximação dos

átomos a distancias da ordem de , mostrado na figura 3, ou pode-se aquecer as peças

localmente de modo que facilite a deformação das superfícies de contato, utilizando ou não

um metal de adição, mostrado na figura 4 (WAINER, 2004).

15

Figura 3: Soldagem por deformação.


Figura 4: Processo de soldagem por fusão (a) representação esquemática. (b) Macrografia de uma junta.


Os processos de soldagem são agrupados em por fusão e por deformação. Os

processos de soldagem por fusão são diversos, de forma que podem ser separados em

subgrupos, de acordo com o tipo de fonte de energia usada para fundir as peças. A seguinte

tabela, mostra de forma resumida os subgrupos dos processos de soldagem por fusão,

identificando além de alguns parâmetros as aplicações de cada processo.

16

Tabela 1: Resumo dos processos de soldagem por fusão.


3.1.1 Processo de soldagem TIG

O processo de soldagem TIG (Tungsten Inert Gas) ou GTAW (Gas-Shielded Tungsten

Arc Welding) consiste na união de peças metálicas por meio do seu aquecimento e fusão,

através de um arco elétrico estabelecido entre um eletrodo de tungstênio, não consumível, e as

peças a unir. A proteção da poça de fusão e do arco elétrico contra a contaminação pela

atmosfera é feita por uma atmosfera de gás inerte ou mistura de gases inertes. A soldagem

pode ser feita sem metal de adição, chamada de soldagem autógena, ou com uso de metal de

adição, diretamente na poça de fusão (TEIXEIRA, 2011).

O modo de operação mais usual é a manual. Contudo, o estudo cientifico se dá pelo

processo automático, que por sua vez não apresenta muitas dificuldades de mecanização

(TEIXEIRA, 2011).

Os equipamentos usados na soldagem TIG são constituídos por: uma fonte de energia

elétrica, normalmente um transformador, uma tocha de soldagem refrigerada a ar ou água,

uma fonte de gás de proteção, um dispositivo para abertura do arco, cabos e mangueiras. Os

equipamentos são mostrados esquematicamente na figura 5.

17

Figura 5: Equipamento para soldagem TIG

Fonte: (adaptado de TEIXEIRA, 2011).

A proteção gasosa da poça de fusão no processo TIG é eficiente, ocorre através de um

fluxo de gás inerte como argônio ou hélio, que parte do bocal de soldagem em direção a poça

de fusão. Em alguns casos especiais, gases não inertes podem ser utilizados em pequena

quantidade, misturados com o gás inerte (GARCIA, 2011). O gás de proteção também impede

a oxidação do eletrodo não consumível, pois apesar de o tungstênio fundir em alta

temperatura, a sua oxidação ocorre em temperaturas mais baixas. Durante a operação, o

eletrodo deve se manter na cor prateada, do contrário, há fuga do sistema, o gás é impuro, ou

o restante de gás que permanece no bocal não se mantém ali até que o eletrodo resfrie

(TEIXEIRA, 2011).

O controle da energia transferida para a peça durante a soldagem é uma das principais

características desse processo. No processo TIG, o arco elétrico imerso em um fluxo continuo

de gás inerte, produz um fluxo de calor que induz um ciclo térmico entre a tocha e a peça de

trabalho. Para ter um maior controle desse processo de fabricação, torna-se útil a obtenção

dos gradientes térmicos oriundos da fonte de calor a fim de se definir o raio e a penetração do

cordão de solda (CAGANI, 2012).

O processo de soldagem TIG apresenta como principal vantagem a possibilidade de

obter uma maior penetração do cordão de solda e contrariamente a outros processos como o

laser e o feixe de elétrons, só provoca a fusão do metal, não causando nenhuma vaporização.

(GARCIA, 2011).

18

O fato do processo de soldagem TIG utilizar um gás inerte, e o eletrodo de tungstênio

ser não consumível, forma uma poça de fusão bem controlada, e o torna especialmente

adequado para soldagem de aços inoxidáveis e metais não ferrosos, além de juntas que

precisem de bom acabamento na raiz (CAGANI, 2012). Este processo por sua vez é altamente

utilizado na indústria do petróleo, já que essa é uma das industrias que mais necessita de

metais de difícil corrosão. (CAGANI, 2012).

Outra característica do processo de soldagem TIG é o fato de oferecer um arco

concentrado, o que permite controlar o aporte térmico, resultando numa estreita zona afetada

pelo calor. Tal comportamento térmico é requerido, principalmente quando se deseja soldar

metais de alta condutividade térmica. (CAGANI, 2012).

A corrente elétrica na soldagem TIG pode ser alternada ou contínua. Em corrente

contínua, pode-se optar pela polaridade direta ou inversa. No primeiro caso, produz-se o

mínimo de aquecimento no eletrodo e o máximo de aquecimento no metal de base. Fato

contrário ocorre com a polaridade inversa. Já em corrente alternada é possível obter ambos os

comportamentos. A esquematização do comentado pode ser observado na seguinte figura.

Figura 6: Efeito do tipo de corrente para soldagem TIG.

Fonte: (GARCIA, 2011).

Para o início do processo de soldagem TIG é recomendável que se inicie a vazão de

gás inerte alguns segundos antes da abertura do arco (pré-purga). Após isto, faz-se a abertura

do arco utilizando um ignitor de alta frequência. A seguir deixa-se a tocha parada por um

certo tempo para que haja formação da poça de fusão, faz-se a extinção do arco

interrompendo a passagem de corrente com a tocha ainda em posição e deixando que ocorra

fluxo de gás inerte por um certo tempo (GARCIA, 2011).

O calor difundido para a peça em um processo de soldagem TIG, se dá como é

mostrado na seguinte figura 7.

19

Figura 7: Fluxo de calor em um processo de soldagem por fusão.


Para uma efetividade na soldagem, como a TIG, a fonte elétrica deve fornecer energia

a uma taxa suficientemente elevada em uma área suficientemente pequena para

garantir a fusão localizada do metal antes que o calor se difunda em quantidades apreciáveis

para o restante da peça. Para caracterizar esse processo, define-se a potência específica,

, de uma fonte de energia, mostrada na equação, como:

(Eq. 3.1.1)

onde, é a quantidade de energia gerada pela fonte, é o rendimento térmico e representa

a fração de energia da tocha que é efetivamente transferida para a peça, é o tempo de

operação e é a área definida pelo cordão de solda.

No caso do arco elétrico a energia gerada por unidade de tempo pode ser representada

pelo produto da tensão, , e da corrente elétrica, , assim a equação da potência

especifica se torna (WAINER, 2004; MODENESI, 2011).

(Eq. 3.1.2)

20

3.2 AÇOS INOXIDÁVEIS

Os aços inoxidáveis são ligas baseadas em ferro (Fe), que contém um mínimo de 11%

de cromo ( ). Esta quantidade de cromo é necessária para prevenir a oxidação em

atmosferas. Em contato com o oxigênio o cromo forma uma película muito fina e estável,

chamada de camada passiva, o óxido de crómio formado na superfície (GARCIA,

2011). Além do cromo os aços inoxidáveis possuem outros elementos de liga em sua

composição, tais como, níquel ( , molibdênio , cobre , nitrogênio , enxofre

e selênio . Esses elementos de liga iram determinar a classificação dos aços

inoxidáveis, que por sua vez classificam-se em cinco grupos: aços inoxidáveis ferríticos,

austeníticos, martensíticos, duplex e endurecidos por precipitação.

Ao longo dos anos os aços inoxidáveis têm se estabelecido firmemente como principal

material utilizado na fabricação de equipamentos para a indústria do petróleo e gás natural

(GARCIA, 2011).

3.2.1 Aços inoxidáveis austeníticos

A classe dos aços inoxidáveis auteníticos inclui, principalmente, ligas de

, apresentam estrutura predominantemente austenítica à temperatura ambiente,

não sendo endurecíveis por tratamento térmico. Esses, formam o grupo mais usado e

numeroso de aços inoxidáveis. Contêm cerca de 18 à 35% de , e cerca de 6 a 26% de e

menos de 0,3% de carbono. A classe mais comum dos aços inoxidáveis austeníticos utilizado

21

na indústria do petróleo e gás é o aço AISI 304 (GARCIA, 2011). Sua composição química é

mostra.

Tabela 2: Tabela de composição química do AISI 304.

Fonte: (BEZERRA, 2006).

3.3 SOLDABILIDADE DE AÇOS INOXIDÁVEIS

Os três processos mais utilizados para soldagem de aços inoxidáveis são SMAW

(Shielded Metal Arc Welding), GTAW (Gas-Shielded Tungsten Arc Welding) e GMAW (Gas

Metal Arc Welding), embora vários outros sejam também utilizados. O processo GTAW é

amplamente utilizado na soldagem de peças de aço inoxidável de menor espessura

(MODENESI, 2011).

Os aços inoxidáveis são mais difíceis de serem soldados do que os outros aços

comuns, devido ao baixo teor de carbono. A diferença entre outras propriedades físicas dos

aços comuns para os inoxidáveis, implicam em diferenças nos procedimentos de soldagem.

As principais diferenças nos procedimentos são: a menor temperatura de fusão, a menor

condutividade térmica, o maior coeficiente de expansão térmica, e a maior resistência elétrica

(MODENESI, 2011).

Um maior coeficiente de expansão térmica torna maior a tendência de distorção na

soldagem destes aços, e levam a necessidade da adoção de técnicas para redução destas. Para

adotar técnicas que evitem estas distorções, o primeiro passo é o conhecimento da distribuição

de temperatura durante a soldagem, bem como a taxa de resfriamento que estes realizam pós

soldagem (MODENESI, 2011).

3.4 AÇOS INOXIDAVEIS NA INDUSTRIA DO PETRÓLEO E GÁS

A indústria do petróleo e gás enfrenta ambientes extremamente agressivos, o que exige

a utilização de materiais com elevada resistência à corrosão e tenacidade, propriedades

presentes nos diversos tipos de aços inoxidáveis.

22

No Brasil, o uso de aços inoxidáveis nesta indústria vem crescendo nos últimos anos

com a descoberta de novos campos com maiores concentrações de contaminantes, que estão

dentro de uma nova fronteira tecnológica de produção, como por exemplo o pré-sal

(FERREIRA, 2010). Dessa forma, o segmento tem lançado grandes desafios as empresas que

fornecem itens como, tubos soldados, válvulas, compressores, bombas, trocadores de calor,

flanges, que são materiais e equipamentos que trabalham na exploração. Estes equipamentos

devem ser confeccionados com material adequado, e soldados quando necessário de forma

eficaz para o trabalho.

As bombas utilizadas para transferência de fluido mais viscoso ou corrosivos, têm em

sua composição, aços especiais como 304, 316L e duplex (FERREIRA, 2010).

3.5 METÓDO DE ELEMENTOS FINITOS

O método dos elementos finitos (MEF) é uma análise numérica que consiste na

discretização de um meio continuo em pequenos elementos, mantendo as mesmas

propriedades do meio original. Esses elementos são descritos por equações diferenciais e

resolvidos por modelos matemáticos (GIACHINNI, 2012).

O desenvolvimento do MEF teve suas origens no final do século XVIII, quando Gauss

propôs a utilização de funções de aproximação para soluções de problemas matemáticos.

Diversos matemáticos desenvolveram teorias e técnicas analíticas para a solução de

problemas, mas pouco se evoluiu devido à dificuldade e a limitação existente no

processamento de equações algébricas. O desenvolvimento prático desta análise ocorreu

somente após o avanço tecnológico, por volta de 1950, e a evolução da computação. Isso

permitiu a elaboração de resoluções de sistemas de equações complexas, bem como as

análises numéricas (LOTTI, 2006).

A ideia geral do método dos elementos finitos é dividir o corpo em elementos

infinitesimais, conectados por nós, no qual forma-se uma malha de elementos finitos. O

processo para sua construção é conhecido como geração da malha (LOTTI, 2006).

Diferentemente do método das diferenças finitas (MDF), o MEF não necessariamente

necessita de topologia de malha estruturada, ou seja, modelar uma malha de forma

volumétrica e com elementos com geometrias iguais, no MEF os valores inteiros podem ser

utilizados para descrever problemas com geometria 2D usando elementos triangulares ou

23

retangulares ao mesmo tempo, com dimensões diferenciadas entre os elementos discretos

(QUEIROZ, 2014). A seguinte figura 8 mostra dois exemplos.

Figura 8: Exemplo de malhas não estruturadas (a) triangular com diferentes tamanhos e (b) retangular e

triangular ao mesmo tempo, com diferentes tamanhos.

Fonte: (QUEIROZ, 20014).

Segundo Anca (2010), a escolha da malha, seja ela triangular ou retangular, está

diretamente relacionada ao número de nós e elementos que se consegue. Quanto maior o

número de nós e elementos mais confiável será os resultados, em contrapartida maior será a

carga computacional para a análise. Dessa forma, busca-se uma convergência de resultados

em um acréscimo de nós e elementos aos poucos, para que assim, não haja um

superdimensionamento do refino da malha.

Em uma utilização do MEF para análise de soldagem, Miresmaelli (2008) conseguiu

convergência de resultados adotando a malha mostrada na seguinte figura 9.

Figura 9: Convergência de resultados com uma malha de triângulos não estruturados.

Fonte: (MIRESMAELLI, 2008).

24

Miresmaelli (2008), optou por uma malha de triângulos não estruturada em um corpo

de prova com geometria retangular. O autor refinou a malha em pontos estratégicos e com

isso obteve os seguintes números totais, 1334 nós e 980 elementos, em um corpo de prova 2D

de 50 x 100 mm.

3.6 SIMULAÇÃO COMPUTACIONAL EM SOLDAGEM

O principal objetivo da simulação computacional em um processo de soldagem é a

obtenção do comportamento mecânico (LINDGREN, 2005). A obtenção dos campos de

tensões caracteriza um destes objetivos e seu entendimento irá contribuir no projeto de

estruturas. Entretanto, o primeiro passo para obtenção do campo de tensões é a obtenção do

campo de temperaturas (LADIM, 2003).

A solda é gerada por um processo altamente não linear, começando pela distribuição

de calor no componente que ao longo do tempo varia com a posição da tocha. Outro fator são

as propriedades do material, tanto térmica quanto mecânicas, as quais são dependentes da

temperatura. Todas estas considerações tornam um modelo analítico de difícil obtenção,

fazendo com que o método dos elementos finitos seja uma alternativa para este problema

(MAGALHÃES, 2016; BARBAN, 2014).

Artigos envolvendo a utilização do método dos elementos finitos na análise de campos

de temperatura e campos de tensões devido a soldagem, começaram a aparecer no início dos

anos 1970 (LINDGREN, 2001). Entretanto, mesmo com a utilização numérica

computacional, algumas simplificações para simulação de um processo de soldagem real

devem ser estudadas, já que pelas diversas interações a modelagem da solda demanda um

grande poder computacional (BARBAN, 2014).

Com o avanço da tecnologia e o desenvolvimento de programas computacionais

comerciais como, por exemplo, o plugin Transiente Thermal no software ANSYS

Workbench, a simulação dos processos de soldagem se tornou mais viável.

Bezerra (2005), utilizou do software ANSYS Apdl para validar uma modelagem

térmica do AISI 316L. A simulação do autor é mostrada na seguinte figura 10.

25

Figura 10: Simulação de um processo de soldagem no software ANSYS Apdl.


Comparado os dados numéricos obtidos com dados experimentais, o autor obteve os

seguintes resultados, mostrados na próxima página na figura 11.

26

Figura 11: Análise do campo de temperatura do AISI 316L.


Podemos verificar a possibilidade de simulação de um processo de soldagem no

software em questão, e que os valores numéricos e experimentais possuem o mesmo perfil,

com pequenas variações. Dessa forma, o autor conseguiu validar a simulação computacional

para o aço AISI 316L, utilizando o software comercial ANSYS Apdl.

3.6.1 Modelagem do processo de soldagem

Para realizar uma análise numérica com uma modelagem completa do processo de

soldagem, devem ser considerados acoplamentos entre três campos principais de fenômenos

físicos, que ocorrem durante a soldagem. São eles mecânico, térmico e microestrutural.

Mostrado na seguinte figura 12.

27

Figura 12: Acoplamento completo para simulação de um processo de soldagem.

Fonte: (LINDGREN, 2007).

Para uma análise térmico-mecânica, o acoplamento 1 explica que a expansão térmica,

que depende da temperatura, gera deformações; já o acoplamento 2 indica que as deformações

geram calor e alteram as condições de contorno térmicas (LINDGREN, 2007). Já para o

estudo térmico-microestrutural, o acoplamento 3 mostra que as transformações de fase

dependem da temperatura, ao mesmo tempo que o acoplamento 4 retrata que o calor latente

pode estar associado a uma transformação de fase (GOLDAK, 2005). A parcela mecânico-

microestrutural o acoplamento 5 representa que as deformações são afetadas pela mudança de

volume causada pela transformação de fase no estado sólido e ainda que o comportamento

mecânico é afetado pela distribuição de fase do material. O acoplamento 6 descreve que as

deformações de um material podem afetar a transformação de fase (GOLDAK, 2005).

A modelagem das mudanças microestruturais é importante para os aços ferríticos, já

que suas propriedades podem ter grande variação devido à transformação de fase no estado

sólido. Entretanto, para materiais como aços austeníticos, cobre e Inconel, por meio de uma

aproximação mais simples, é possível ignorar estes efeitos e considerar apenas o acoplamento

entre as análises térmicas e mecânicas (BARBAN, 2014).

Um modelo térmico é estudado com o intuito de se obter o campo de temperatura, o

qual é utilizado como um carregamento ao longo do tempo na análise estrutural.

28

3.6.2 Dimensões do modelo

Um dos critérios para escolha do modelo de elementos finitos a ser utilizado na análise

do campo de temperatura e do campo de tensões, é a capacidade computacional requerida.

Embora atualmente a tecnologia esteja em um estágio mais desenvolvido, pela disposição de

máquinas com excelente desempenho no processamento de dados, simulações mais

complexas ainda necessitam de computadores bastante poderosos além de demandarem um

tempo elevado para obtenção de resultados.

Existem estratégias para diminuir a dimensão da análise, que pode ser a adoção de um

modelo bidimensional (2D), gerando economia no custo da máquina e tempo de

processamento.

A análise bidimensional considerando um estado plano, é uma alternativa para

modelagem de um processo a ser estudado. Neste tipo de hipótese o arco elétrico se move no

plano do modelo, e se admite que tudo que está ocorrendo ao longo da espessura é constante,

e as tensões normais ao plano são nulas. Devido a estas simplificações, o modelo requer que

as chapas sejam finas o suficiente, igual ou menor que dois milímetros de espessura

(BARBAN, 2014; FRAGA, 2009; LINDGREN, 2001). A representação de um modelo

bidimensional é mostrada na seguinte figura 13.

Figura 13: Modelo bidimensional (2D), utilizado na simulação computacional de um processo de soldagem, para

avaliação do campo de temperatura e do campo de tensões.

Fonte: (adaptado de BARBAN, 2014).

Heinze, Schwenk e Rethmeier (2012) realizaram uma simulação do processo de

soldagem GMAW, mais conhecido como soldagem MIG/MAG, para encontrar o campo de

29

tensões, e compararam modelos bidimensionais (2D) e tridimensionais (3D) com resultados

experimentais, mostrado nas seguintes figuras.

Figura 14: Geometria utilizada por Heinze, Schwen e Rethmeier (2012), para análise do campo de tensões,

comparando modelos bidimensionais (2D) com modelos tridimensionais (3D) e com modelo experimental.

Fonte: (adaptado de HEINZE, SCHWEN E RETHMEIER, 2012).

30

Figura 15: b) Comparação das tensões residuais na direção longitudinal, obtidas por modelos (2D), (3D) e

resultados experimentais. c) Comparação das tensões residuais na direção transversal, obtidas por modelos (2D),

(3D) e resultados experimentais.

Fonte: (adaptado de HEINZE, SCHWEN E RETHMEIER, 2012).

Os resultados mostraram que os valores numéricos encontrados para o campo de

tensões têm boa convergência com os dados experimentais levantados. O trabalho ainda

evidenciou que os resultados obtidos por modelos 2D e 3D apresentaram pouca variação,

comprovando a validade na utilização de qualquer um destes dois métodos na análise deste

processo. É evidente notar que se o trabalho mostrou que a simulação 2D é eficiente para

encontrar o campo de tensões, ela também se mostra eficiente para encontra o campo de

temperatura, já que este é o primeiro passo.

3.7 ANÁLISE TÉRMICA

31

A análise térmica tem por objetivo os campos de temperatura ao longo do componente

soldado. Estas estimativas podem ser realizadas por métodos analíticos e por métodos

numéricos, os quais atualmente são os mais utilizados.

A análise do campo de temperatura na soldagem, a fonte de calor utilizada no modelo

térmico pode ser considerada por meio de princípios de condução ou convecção de calor,

sendo o modelo de condução mais utilizado (BEZERRA, 2014).

A equação da condução de calor que governa o estudo térmico em sólidos é

apresentada pela seguinte equação.

(Eq. 3.7.1.)

onde, é a densidade, é o calor específico, é a entrada de calor,

, , são os coeficiente de condutividade térmica nas três direções, ( ) é a

temperatura e é o tempo.

No método de elementos finitos a distribuição de temperatura descrita na equação (Eq.

3.7.1) é dada da forma matricial, representada da seguinte forma.

(Eq. 3.7.2)

onde,

e

Durante a soldagem a temperatura ultrapassa a temperatura de fusão do material, logo

a variação da entalpia com a temperatura é considera da seguinte forma (QUEIROZ, 2014).

32

(Eq. 3.7.3)

onde, ( ) é a entalpia.

A variação de entalpia pode ser considera automaticamente nos softwares de

elementos finitos, quando se trabalha com densidade e calor especifico variando com a

temperatura. Dessa forma, o valor da entalpia não necessita ser inserido numericamente,

diminuindo assim a carga computacional empregada (LINDGREN, 2001).

Com a consideração do calor latente de fusão, ou densidade e calor especifico

variando com o tempo, a capacidade térmica sofre um aumento considerável, seguido de uma

queda significativa da temperatura de fusão (FRAGA, 2009). Ilustrado pela figura abaixo

Figura 16: Influência da temperatura de fusão.

Fonte: (FRAGA, 2009).

3.7.1 Método analítico

A primeira solução analítica foi proposta por Rosenthal (1930). Seu modelo considera

a velocidade de soldagem constante e um sistema de coordenas cartesianas fixa. Fora isto o

modelo proposto admite que: o aquecimento para uma análise bidimensional se dá ao longo

de uma linha, enquanto para o estado tridimensional se concentra sobre um ponto; as

33

propriedades físicas do meio condutor se mantêm constantes; se despreza a perda de calor,

pela superfície da peça, para a atmosfera; o efeito joule no caso de soldagem elétrica é

desprezado; não se considera as transformações de fase e a absorção e liberação de calor

latente no meio condutor (BARBAN, 2014).

Outra consideração importante a respeito do modelo de Rosenthal é que a análise é

limitada por um estado quase estacionário, ou seja, a solda é realizada sobre um comprimento

suficiente, no qual a distribuição de temperatura ao redor da fonte de calor não mudaria se

vista de um sistema de coordenadas que se move junto com a fonte de calor (BARBAN,

2014). Para este tipo de análise é assumida uma temperatura infinita na fonte de calor e

propriedades físicas do material constantes para qualquer temperatura, portanto a solução de

Rosenthal é submetida a grandes erros na região e proximidades da zona de fusão (GOLDAK,

2005).

Com os avanços da tecnologia e a evolução dos códigos computacionais, o método

analítico se tornou superado, não sendo mais conveniente sua utilização (BARBAN, 2014).

3.7.2 Método numérico

A solução da análise térmica por um modelo numérico envolve a adoção de um

método de resolução, como por exemplo o método dos elementos finitos (MEF), o

conhecimento das propriedades térmicas do material, com suas mudanças de acordo com a

temperatura, além de suas mudanças fase sólido-líquido (MIRANDA, 2012).

Para a obtenção dos campos de temperatura, é de extrema importância o conhecimento

do modelo da fonte de calor utilizado na simulação do processo de soldagem (MIRANDA,

2012). Esses modelos podem usar o princípio de condução térmica e o de convecção térmica.

3.7.3 Modelos de fonte de calor com princípio de condução térmica

Os métodos para cálculo de distribuição de temperatura em soldagem, tanto em fonte

de calor pontual ou transiente, estão sujeitos a erros de temperatura perto da zona fundida e na

zona termicamente afetada pelo calor, pois a modelagem da fonte de calor necessita ser bem

adequada em uma análise numérica, a fim de aproximar-se da realidade (ARAUJO, 2012).

34

Alguns dos tipos de modelagem de fonte de calor, adotados pela literatura é mostrado

na seguinte tabela 3.

Tabela 3: Evolução das geometrias adotadas para modelagem de fonte de calor.

Fonte: (adaptado de ARAUJO, 2012).

Wu e Hu (2009), desenvolveram a mais nova metodologia para modelagem da fonte

de calor, com o objetivo de adequarem uma análise numérica do campo de distribuição de

temperatura com o processo de soldagem, fizeram uma combinação adaptativa de vários

modelos de fontes de calor. O resultado que esteve mais próximo do experimental foi o duplo-

elipsoide com uma fonte de calor. Comparando as áreas transversais do cordão de solda

experimental e simulada, o erro foi de 3,5 – 4,7% (ARAUJO, 2012).

Contudo, os modelo Gaussiano e dupla elipsoidal de Goldak (2005), são os dois mais

conhecidos e utilizados na literatura, ainda nos dias de hoje (BARBAN, 2014). O primeiro foi

apresentado por Pavelic (1969) e adaptado por Cho e Kim (2002), onde o fluxo de calor

apresenta uma distribuição Gaussiana na superfície do plano da solda. Ilustrado na seguinte

figura 17.

35

Figura 17: Modelo circular da distribuição do fluxo de calor.

Fonte: (GOLDAK, 2005).

A equação que representa o fluxo de calor para distribuição Gaussiana é.

(Eq. 3.7.4)

onde, ( ) é o fluxo de calor na superfície, ( ) é o máximo fluxo

ocorrendo na origem da fonte de calor, representa um coeficiente de distribuição e indica

o raio medido a partir do centro da fonte.

Goldak (2005) cita que Friedman (1975) e Krutz e Segerland (1978), propuseram uma

forma alternativa ao modelo da Gaussiana. Onde um sistema de coordenadas move-se junto

com a fonte térmica. Obtendo uma expressão para o fluxo de calor, nas coordenadas ,

conforme a seguinte figura 18 e equação seguinte.

36

Figura 18: a) Modelo de fonte de calor Gaussiana aplicada à superfície, b) Modelo de fonte de calor Gaussiana

volumétrico, c) Dupla elipsoidal de Goldak (2005).

Fonte: (LINDGREN, 2007).

(Eq.3.7.5)

onde, ( ) descreve o fluxo de calor na superfície, ( ) corresponde ao raio

característico da distribuição do fluxo de calor, é a velocidade de soldagem, ( ) o

tempo de representa um fator de retardamento necessário para definir a posição da fonte no

instante (BARBAN, 2014, ARAUJO, 2012, GOLDAK, 2005).

Por este modelo de fonte de calor não é possível prever grande penetração da zona

fundida de soldagem, já que o mesmo não considera a rápida transferência de calor através da

zona fundida. Para simulações de soldagem que requerem maior penetração, o modelo

hemisférico Gaussiano, indicado na figura 19 b), representa uma situação mais real, já que é

37

aplicado sobre um volume. A seguinte equação descreve a formulação desta fonte de calor

volumétrica (BARBAN, 2014, ARAUJO, 2012, GOLDAK, 2005).

(Eq.3.7.6)

Este modelo foi utilizado por Belkessa (2004) e por Miresmaelli (2008), na simulação

de soldagem em um processo GTAW. Os autores utilizaram uma chapa de de

espessura, e obtiveram boa convergência com os dados experimentais (ARAUJO, 2012).

Outro modelo de fonte de calor é a dupla elipsoidal de Goldak (2005), sendo o modelo

que tinha a maior convergência com a literatura experimental antes da proposição de Wu e Hu

(2009) (ARAUJO, 2012). Contudo, o modelo de Goldak (2005), ainda é o mais utilizado, já

que a menor sobrecarga computacional, neste aspecto, compensa a pequena divergência entre

os modelos Goldak e Wu e Hu.

O sistema de Goldak (2005), combina duas formas elipsoidais separadas, conforme

demonstrado na figura 19 c). O fluxo de calor na parte frontal é representado pela equação

3.7.7, e a parte traseira pela equação 3.7.8.

(Eq.3.7.7)

(Eq.3.7.8)

Os índices e são parâmetros geométricos da dupla elipsoide, os quais buscam

descrever o tamanho característico da poça de fusão. Esses podem ser estimados

experimentalmente pela medição dos limites da zona fundida por meio de um ensaio

macrográfico (ARAUJO, 2012).

Os índices e , são frações do calor depositado na parte frontal e traseira

respectivamente, devendo satisfazer a condição (ARAUJO, 2012; GOLDAK,

38

2005). A adoção dos fatores e proporciona uma boa convergência nos

resultados numéricos e experimentais (GOLDAK, 2005).

Yegaie, Kermanpur e Shamanian (2010) utilizaram a dupla elipsoidal para estimativa

dos campos de temperatura gerados pela união de Monel 400 pelo processo GTAW. As

chapas tinham uma espessura de 10 mm e o cordão foi depositado em três passes. Os

resultados do campo de temperatura podem ser vistos na seguinte figura, onde são observados

três picos, cada um representando um passe de solda (BARBAN, 2014). Os resultados

numéricos mostraram boa aproximação, validando o modelo.

Figura 19: Validação de modelo, utilizando a técnica GTAW para união de Monel 400, com a fonte de calor

simulada de Goldak (2005).

Fonte: (BARBAN, 2014).

Outro trabalho publicado sobre a dupla elipsoidal de Goldak (2005) foi o de Azar e

Akselsen (2011), no qual utilização a simulação da soldagem do processo GMAW em um aço

inoxidável AISI 316L para obter o campo de temperatura e o campo de tensões durante do

processo. Com os resultados da simulação os autores compararam com um cordão de solda

39

experimental, e assim obtiveram uma grande semelhança, como é mostrado na seguinte figura

20.

Figura 20: Comparação da dupla elipsoidal de Goldak (2005), com um cordão de solda experimental.

Fonte: (AZAR e AKSELSEN 2011).

Para obtenção desses resultados, os autores Azar e Akselsen (2011) realizaram na

simulação o refinamento da malha exatamente onde a fonte de calor passou, para dessa forma,

obter uma sobrecarga computacional possível para análise e, consequentemente, uma

convergência com os resultados experimentais. Conforme a seguinte figura 21.

40

Figura 21: Refinamento da malha no caminho da fonte de calor.

Fonte: (AZAR e AKSELSEN 2011).

3.7.4 Modelos de fonte de calor com princípio de convecção térmica

A análise convectiva de um processo de soldagem envolve a solução acoplada da

transferência de calor e massa usando fluidodinâmica computacional com um sistema

Euleriano de referência (BARBAN, 2014).

Lawrence e Michaleris (2011) apresentaram um estudo que consideram um modelo de

convecção para análise dos campos de temperatura e da distribuição de tensões. Os autores

compararam os campos de temperatura de uma solda GMAW utilizando um modelo

convectivo, com dados obtidos de um modelo condutivo, utilizando a proposta de dupla

elipsoidal de Goldak (2005), mostrado na seguinte figura 22.

41

Figura 22: a) Distribuição de temperatura para um modelo de condução de calor, b) distribuição de temperatura

para um modelo de convecção de calor.

Fonte: (BARBAN, 2014).

O estudo concluiu que os campos de temperatura obtidos possuem uma distribuição

semelhante, mostrando que ambos são validos para um processo de simulação computacional

(BARBAN, 2014).

3.7.5 Propriedades do material

As propriedades necessárias para análise térmica transiente são: densidade, calor

específico e condutividade térmica.

Alguns trabalhos consideram a densidade constante, já que seu valor em função da

temperatura não apresenta grandes alterações. Contudo, este fato exclui a consideração da

entalpia, bem como a mudança de fase sólido-líquido. (LINDGREN, 2001). Dessa forma, a

análise ideal é ter a densidade o calor especifico e a condutividade térmica com seus valores

em função da temperatura.

Deng e Murakawa (2006), obteve convergência de resultados experimentais e

numéricos, com o campo de temperatura e o campo de tensões residuais, realizando simulação

42

com o AISI 304. No trabalho os autores utilizaram a seguinte variação, tabela 4, de

propriedade de acordo com a temperatura.

Tabela 4: Propriedades para modelagem do AISI 304.

Fonte: (DENG E MURAKAWA, 2006).

3.7.6 Condições de contorno

As considerações de contorno são processos essenciais na simulação computacional.

Na análise térmica de soldagem, as considerações envolvem a condução e as perdas de calor

para o ambiente em forma de convecção e radiação.

O fluxo de calor por unidade de área devido à convecção, é descrita pela lei de Newton

do resfriamento, e o fluxo de calor devido a radiação é derivada da lei de Stefan-Boltzmann

(INCROPERA, 2008).

(Eq.3.7.9)

43

onde, (W) é o calor perdido por convecção, h ( ) é o coeficiente de convecção,

A ( é a área, a temperatura de superfície da peça é (K) e a temperatura do ar ambiente

é .

A transferência de calor por radiação é representada pela equação.

(Eq.3.7.10)

onde é a constante de Boltzmann, e vale (INCROPERA, 2008).

O fluxo de calor perdido durante a soldagem é a soma das parcelas representando a

convecção e a radiação, como mostrado na seguinte equação (INCROPERA, 2008).

(Eq.3.7.11)

44

4 METODOLOGIA

O seguinte capítulo tratará das condições dos parâmetros de soldagem e condições de

contorno utilizada para análise computacional e experimental, para obtenção do campo de

temperatura do AISI 304, através de um processo de soldagem TIG autógeno.

4.1 PARÂMETROS DE SOLDAGEM EXPERIMENTAL E COMPUTACIONAL

Para uma validação do campo de temperatura computacional, deve ser usado a mesma

energia de soldagem de forma experimental. Os parâmetros utilizados experimentalmente

foram retirados de Barban (2014), no qual obteve para soldagem de aços inoxidáveis

auteníticos AISI 304. Estes são mostrados na seguinte tabela 5.

Tabela 5: Parâmetros de soldagem experimental

Parâmetros Valores

Tensão do arco 10 V

Corrente 60 A

Velocidade de soldagem 2,5 mm/s

Energia de soldagem 240 J/mm

Rendimento 80%

Insumo de calor 192 J/mm


No software ANSYS Workbench 16.0, não é possível inserir valores de tensão e

corrente de forma que o próprio software calcule a energia de soldagem. O valor utilizado

para assemelhar a análise experimental com a numérica é o insumo de calor, que foi utilizado

o valor de 192 J/mm.

45

4.2 METODOLOGIA DA ANÁLISE COMPUTACIONAL

Utilizou-se o método dos elementos finitos por intermédio do programa computacional

ANSYS Workbench 16.0. A análise foi realizada no plugin transiente thermal incluindo

rotina escrita por APDL (Ansys Parametric Design Language) via MatLab Moving Heat Flux.

Os dados numéricos obtidos foram transferidos para o software matemático OriginPro 16.0, a

fim de serem discutidos de uma forma mais didática.

4.2.1 Dimensões computacionais do corpo de prova

O corpo de prova simulado foi desenhado no próprio ANSYS 16.0 Workbench, e foi

admitido uma chapa de 150x200 mm com uma espessura de 2 mm. Foi considerado um

caminho de 150 mm na vertical o qual a solda percorreu. Como é mostrado na figura 23

abaixo.

46

Figura 23: Dimensões do corpo de prova simulado.

Fonte: (AUTOR).

47

4.2.2 Propriedades termofísicas computacionais do corpo de prova

Para a realização da análise computacional foi necessário criar o material AISI 304 no

software ANSYS Workbench 16.0. Para isso, foram utilizadas as seguintes propriedades.

Tabela 6: Propriedades termofisicas computacionais do AISI 304.

Temperatura

(°C)

Calor específico

(J/Kg °C)

Condutividade térmica

(W/m°C)

Densidade

(Kg/m^3)

0 462 14,6 7900

100 496 15,1 7880

200 512 16,1 7830

300 525 17,9 7790

400 541 18 7750

600 577 20,8 7660

800 604 23,9 7560

1200 676 32,2 7370

1300 692 33,7 7320

1500 701 120 7320

1700 710 120 7320

1900 719 120 7320

2100 728 120 7320

2300 737 120 7320

2500 746 120 7320


A criação do material foi realizada na biblioteca Engineering Data, do software em

questão. Com a criação do material, o modelo analisado no software obedeceu às seguintes

características, mostradas nos seguintes gráficos, figura 24.

48

Figura 24: Características do AISI 304, criado no ANSYS Workbench 16.0.

Fonte: (AUTOR).

4.2.3 Geração da malha

Para a geração da malha, foi utilizado o método de refino da malha exatamente onde o

cordão de solda passou. Para isso, foi criado uma malha extra e mais refinada na linha do

cordão de solda.

Antes de chegar a malha utilizada houveram testes a fim de encontrar um ponto de

convergência de resultados. Para isso, analisou-se a variação total de temperatura da chapa

durante um processo de soldagem, em várias malhas diferentes. Algumas das malhas

utilizadas para análise de convergência são mostradas na seguinte figura 25, próxima página.

49

50

Figura 25: Algumas das malhas utilizadas para convergência de resultados.

Fonte: (AUTOR).

Figura 26: Análise de convergência das malhas.

Fonte: (AUTOR).

51

A malha utilizada para obtenção dos resultados foi a malha 4. Essa por sua vez, foi

uma malha de triângulos, não estruturada. A malha possuiu um número de 13888 nós e 20565

elementos. A criação da malha consistiu na seguinte rotina, figura 27.

Figura 27: Rotina para criação da malha.

Fonte: (AUTOR).

Edge sizing, foi a parcela da malha que refinou o centro da chapa, onde exatamente

passou o cordão de solda. Sua configuração é mostrada na seguinte figura 28.

Figura 28: Configuração da Edge sizing.

Fonte: (AUTOR).

All triangles method, consistiu em transformar a malha gerada em uma malha

completamente formada de triângulos, na qual a literatura obtém os melhores resultados para

simulações de soldagem.

Refinement, foi um método de refinamento extra, adotado para melhores

convergências de resultados. Esse método, por mais que não seja necessário, já que a malha

mostra-se bem refinada, é um método que não sobrecarrega a simulação, dessa forma, houve a

opção por adota-lo. A seguinte figura 29, mostra as configurações dos métodos mencionados.

52

Figura 29: Configuração adotada na All triangles method e Refinement.

Fonte: (AUTOR).

Para análise de resultados do trabalho, foi necessário criar a malha do ambiente no

software. A malha adotada para o ambiente foi gerada no método Patch conforming method,

nesse método, foi optado por uma malha em forma de tetraedros, sua configuração e resultado

são mostrados nas seguintes figuras 30 e 31.

Figura 30: Configuração da malha do ambiente, Patch conforming Method.

Fonte: (AUTOR).

53

Figura 31: Malha do ambiente mostrada sobre a malha da chapa.

Fonte: (AUTOR).

4.2.4 Condições de contorno computacional

Antes de considerar-se as trocas de calor da chapa, foi necessário inserir o ambiente a

qual envolvesse-a. O ambiente inserido foi o próprio ar, suas propriedades físicas já estão

presentes no próprio software, assim não é necessário inserir as propriedades, como foi feito

com o material usado. O ambiente também possui a opção de não linearidade, a qual o próprio

software já calcula. A seguinte figura 32, mostra as configurações optadas para o ambiente.

54

Figura 32: Criação do ambiente para obtenção das condições de contorno.

Fonte: (AUTOR).

As trocas de calor inseridas na simulação foram a parcela de convecção natural e

radiação para o ar. A parcela de condução na chapa, já é considera no software

automaticamente, quando se cria o material com características de não linearidade, como já

foi mostrado no tópico 4.1.2. As condições de contorno utilizada são mostradas na seguinte

figura 33.

Figura 33: Condições de contorno computacional.

Fonte: (AUTOR).

Foi considerado a troca de calor por convecção natural da chapa com o ar e a troca de

calor por radiação. Na troca de calor por radiação, foi considerado uma emissividade

constante de 0,14, valor obtido de Ôhman (1999), para um aço inoxidável.

A condição de contorno Moving heat flux é a parcela de entrada para movimento da

tocha de calor, onde por sua vez é inserido o insumo de calor, o local onde está sendo inserido

a fonte de calor, além de sua geometria, e a velocidade no qual este ocorrer todo o processo.

55

Essa parcela é uma rotina escrita no software matemático MatLab, inserida no ANSYS APDL

e convertida para o ANSYS Workbench. Só é possível obter essa rotina se for instalada uma

extensão na qual permita o trabalho conjugado dos três softwares citados.

4.2.5 Método para medição pontual de temperatura computacional

Para medição pontual de temperatura, foi necessário criar pontos de medições em cima

da chapa, esses pontos foram criados com o auxílio do sistema de coordenadas.

Para obtenção do campo de temperatura, foram realizadas três simulações diferentes,

com três pontos no início, no meio e no final do cordão de solda. O primeiro ponto, foi criado

a 10 mm do centro do cordão de solda, os outros pontos foram criados a 20 mm e 30 mm

respectivamente, isso para cada uma das três simulações. Na simulação ainda foi criado

pontos, no início, meio e final do centro do cordão de solda. A seguinte figura 34, ilustra as

medições realizadas nas três simulações.

Figura 34: Localização das medições de temperatura computacional.

Fonte: (AUTOR).

4.3 METODOLOGIA DA ANÁLISE EXPERIMENTAL

A validação experimental consistiu em articular a máxima semelhança das condições de

contorno utilizados computacionalmente. Os resultados experimentais foram obtidos

56

realizando 9 ensaios com três termopares em cada ensaio, dessa forma foram realizadas 3

obtenções de temperatura no início, 3 no meio e 3 no final do cordão.

4.3.1 Dimensões experimentais do corpo de prova

O corpo de prova experimental foi cortado em um processo a plasma, nas dimensões

150x200 mm. Foi escolhido uma chapa de AISI 304 de 2 mm de espessura. Assim como o

computacional, foi determinado um caminho de 150 mm na vertical para a solda percorrer,

como é mostrado na seguinte figura 35.

Figura 35: Dimensões corpo de prova experimental.

Fonte: (AUTOR).

4.3.2 Condições de contorno experimental

A seguinte figura 36, próxima página, mostra as condições de contorno utilizadas para

os ensaios de medição de temperatura.

57

Figura 36: Condições de contorno da análise experimental.

Fonte: (AUTOR).

A vazão do gás, argônio puro, foi de 15 l/min. Outras considerações foram: fixar o

corpo de prova, de forma que este fique suspenso ao ar, para que troque o mínimo de calor

por condução com outros corpos além do mesmo; a distância do bico do eletrodo a peça,

parâmetro este que não é possível ser considerado na análise computacional. A distância

utilizada foi de . A distância do bico do eletrodo a peça é mostrada na seguinte

figura 37.

Figura 37: Disposição do bico do eletrodo a peça.

Fonte: (AUTOR).

58

4.3.3 Método para medição de temperatura experimental

A medição de temperatura experimental obedeceu às mesmas disposições e distâncias

utilizadas na simulação computacional, como é mostrado na seguinte figura 38.

Figura 38: Localização das medições de temperatura experimental.

Fonte: (AUTOR).

59

A medição de temperatura experimental foi realizada utilizando o sistema de aquisição

de temperatura AQBQUAS, neste foi utilizado 3 canais configurados para medição de

temperatura, no qual foi fixado um termopar do tipo K em cada canal. Como é mostrado nas

seguintes figuras 39.

Figura 39: Aquisitor de temperatura.

Fonte: (AUTOR).

60

Figura 40: Disposição dos termopares na peça.

Fonte: (AUTOR).

Entretanto, por algum motivo operacional ou elétrico, o aquisitor de temperatura

parava de medir quando a tensão captada pelos termopares ultrapassava 5V. Por esse motivo,

foi adotado o método de adquirir os acréscimos de tensões captadas acoplando multímetros

diretamente na saída dos canais de aquisição. Com isso, e com a escala de tensão versus

temperatura já adquirida entre 0 e 5V, foi traçado o restante da curva de temperatura.

61

5 RESULTADOS E DISCUSSÕES

Neste tópico serão apresentados os resultados obtidos pela simulação computacional do

processo de soldagem TIG autógeno no aço inoxidável AISI 304, realizado no software

ANSYS Workbench 16.0, com a extensão para caminho da tocha Moving Heat Flux. Bem

como os dados experimentais recolhidos da forma mostrada na metodologia.

Os resultados numéricos da simulação foram comparados com os resultados numéricos

de Bezerra (2005) e Barban (2014), com os resultados experimentais de Seyyedian,

Haghpanahi e Sedighi (2012), além dos resultados experimentais do próprio autor.

Os resultados do caminho formado pela simulação, além da geometria do cordão de

solda, foram comparados com os resultados obtidos de Barban (2014), Azar e Akselsen

(2011) além dos resultados descritos por Goldak (2005).

5.1 DESLOCAMENTO DA FONTE DE CALOR COMPUTACIONAL

A simulação obtida para as condições de contorno adotas nesse trabalho é mostrada na

seguinte sequência de figuras 41, 42, 43, 44, 45 e 46.

62

Figura 41: Simulação do deslocamento da fonte de calor, tempo de 9,9 segundos.

Fonte: (AUTOR).


Fonte: (AUTOR).

63


Fonte: (AUTOR).


Fonte: (AUTOR).

64


Fonte: (AUTOR).

Figura 46: Simulação do deslocamento da fonte de calor, tempo de 60 segundos.

Fonte: (AUTOR).

É notório que a simulação possibilitou a fundição do aço AISI 304, já que possui a

zona vermelha com um valor de temperatura de 1811,1°C e a temperatura de transição sólido

– líquidos do aço inoxidável AISI 304 é 1454°C (Seyyeduan, Haghpanahi e Sedighi, 2012). O

dado foi comparado com os recolhidos por Barban (2014), esse por sua vez, em condições de

65

contorno semelhante, obteve o valor da zona fundida de 1725,8°C. Essa diferença de

temperatura pode ser justificada pelo fato da chapa de Barban (2014) ser dimensionalmente

maior que a escolhida por este trabalho em questão, dessa forma, o calor dissipado por

condução é maior, diminuído o valor da temperatura.

É possível observar o gradiente de temperatura ocorrendo uma distribuição heterógena.

Além disso, é possível perceber a dupla elipsoidal de Goldak (2005), pela forma com que a

região afetada pelo calor apresenta.

Como foi notado, o deslocamento da fonte de calor foi executado com êxito, visto que

se conseguiu simular o deslocamento de acordo com o proposto por diversos autores, como

Bezerra (2005), Fraga (2009) e Barban (2014).

5.2 MEDIÇÕES DE TEMPERATURA COMPUTACIONAL E EXPERIMENTAL

Após a simulação computacional do deslocamento da fonte de calor, foram retirados os

valores de temperaturas com relação ao tempo, dos pontos mostrados de acordo com os

tópicos apresentados na metodologia. Sendo estes, localizados no início, meio e fim do

cordão, a uma distância de 10, 20 e 30 mm de centro da poça fundida.

5.2.1 Medições computacionais e experimentais de temperatura versus tempo com os

termopares localizados no início do cordão de solda

A medição de temperatura no início do cordão mostra-se importante pelo fato de que

no começo do processo de soldagem a energia cedida a peça é menor do que ao final do

cordão. Entretanto, as variações de temperaturas iniciais já possuem grande importância nas

possíveis deformações da peça.

As medições de temperatura de forma simulada mostram-se importante pelo fato de

que em uma simulação de soldagem é importante saber se a peça irá fundir logo no começo

do processo. Como já é conhecida a temperatura de transição líquida – sólida do aço

inoxidável AISI 304, através dos resultados experimentais de Seyyedian, Haghpanahi e

Sedighi (2012), foi possível verificar que a simulação obteve a fundição inicial.

66

O seguinte gráfico, figura 47, mostra as medições computacionais, do início da

formação do cordão de solda, bem como as medições dos 3 termopares iniciais.

Figura 47: Ciclo térmico medido computacionalmente no início da poça de fusão do cordão de solda.

Fonte: (AUTOR).

Através do gráfico podemos notar que logo no momento inicial da abertura do arco de

soldagem a peça veio a sofrer fusão, já que a temperatura inicial atingida foi superior à de

transição líquida – sólida do AISI 304 que é 1457°C. O gráfico mostra que há um certo

intervalo inicial para que a máxima temperatura seja atingida, na qual os dados numéricos

mostram que é de aproximadamente 4 segundos. Esse fato pode ser explicado por um retardo

de absorção de energia que o material vem a sofrer.

Foi mostrado que os 60 segundos de duração do processo de soldagem não são

suficientes para o completo resfriamento do começo do cordão de solda, mostrando que após

o cordão chegar ao seu destino final, o começo do cordão ainda está em cerca de 650 °C, dado

este obtido numericamente.

Quando comparado o aumento de temperatura do cordão, com os termopares afastados

deste, podemos notar um alto gradiente formado. O termopar afastado apenas a 10 mm do

cordão já possui uma temperatura de aproximadamente a metade da que é formada no cordão

de solda em si.

67

O pico de temperatura formado no termopar afastado a 10 mm do cordão de solda, gira

em torno de 880°C, dado obtido numericamente, esse por sua vez não acontece no mesmo

intervalo de tempo registrado para o cordão de solda em si, levando em torno de 9 segundos

para aquecer, após a abertura do arco. Fato que pode ser explicado pelo intervalo necessário

de condução de calor chegar até o ponto de medição de temperatura.

Foi notado que a taxa de resfriamento do termopar localizado a 10 mm do início do

cordão de solda, mostra-se mais lento se comparado ao cordão. Sendo que ao passar dos 60

segundos necessários para realização do processo, o termopar registra um valor de

temperatura próximo a 640°C, convergindo com o valor obtido pelo cordão de solda em si.

O termopar afastado a 20 mm do início do cordão de solda, já leva cerca de 30

segundos para obter o seu pico de temperatura, que por sua vez estabiliza-se durante o

restante do processo, sendo registrado ao final uma temperatura de 420°C.

O termopar afastado a 30 mm do início do cordão de solda, mostra-se uma tendência

de crescimento de temperatura durante os 60 segundos de processo. Levando a crer que a

energia total do processo ainda não conduziu-se por completo até este termopar.

Após a fonte de calor ser extinta, os componentes continuam a perder calor para o

ambiente, sendo resfriados até atingir o equilíbrio térmico. Na simulação em questão não foi

possível registrar numericamente toda a taxa de resfriamento da peça, devido ao alto poder

computacional que este processo requer.

Barban (2014), realizou a aquisição de todo o período de resfriamento da peça,

realizando a simulação nas mesmas condições desse trabalho em questão. Seu trabalho além

de mostrar a compatibilidade de resultados obtido por esse, mostrou que o tempo necessário

para o completo resfriamento da peça é de 2700 segundos.

Após a coleta dos dados apresentados, foi utilizado o software OriginPro 16.0 student

para obter uma curva de aquecimento gerado pela soldagem do processo mostrado. Dessa

forma, podemos observar o espelho do gradiente de temperatura. Mostrado na seguinte figura

48.

68

Figura 48: Curva do gradiente de temperatura para medições realizadas no início do cordão de solda.

Fonte: (AUTOR).

O gráfico mostra que no momento inicial de abertura do arco a temperatura chega em

torno de 1615°C. Podemos notar que uma parcela da zona vermelha não foi suficiente para

fundição do material, já que a escala de cores mostra a zona vermelha está entre 1005 e

1655°C, mas o aço em questão só fundi a uma temperatura acima de 1454°C.

A curva mostra que no momento inicial de soldagem toda a peça já sofre o aumento de

temperatura, a zona rocha a mais resfriada, está entre 30 e 192,5°C. Além disso, o espelho da

curva, imagem sob o gráfico, mostra que a propagação de temperatura à frente de chama é

instantânea, possuindo toda a frente de chama em zona verde, no qual representa uma faixa de

temperatura entre 517,5 a 842,5°C.

Os resultados coletados experimentalmente são mostrados na seguinte figura 49.

69

Figura 49: Ciclo térmico medido experimentalmente no início do cordão de solda.

Fonte: (AUTOR).

É possível notar algumas divergências dos dados computacionais com os dados

experimentais. Primeiramente, os 3 experimentos realizados com os termopares localizados

no início do cordão de solda já tiveram divergências entre si, fato que pode ter acontecido

devido a falhas operacionais. Comparando o experimental a 10 mm do início do cordão de

solda com os dados obtidos computacionalmente, podemos notar que há uma diferença no

tempo de pico de temperatura, o experimental leva cerca de 20 segundos para obter o máximo

valor registrado, e esse valor por sua vez, difere do computacional em cerca de 100°C. Além

disso, os dados experimentais possuem uma taxa de resfriamento maiores que os dados

computacionais.

Nos experimentos realizados a 20 e 30 mm do início do cordão de solda, os picos de

temperatura também são registrados em intervalos diferentes do computacional, entretanto, os

picos de temperatura mostram-se coerentes com os obtidos computacionalmente.

70

É importante salientar, que por mais que os valores registrados experimentalmente

tiveram divergências com os computacionais, os comportamentos das curvas mostraram-se

próximas, no sentido de que, o termopar a 10 mm do cordão teve seu pico registrado e logo

após começou a ser resfriado, o termopar a 20 mm demorou um pouco mais a obter seu pico

de temperatura e após isso manteve seu comportamento constante, já o termopar a 30 mm do

cordão mostrou que ainda estava aquecendo durante todo o processo.


termopares localizados no meio do cordão de solda

As medições de temperatura no meio do cordão de solda se justificam pelo

conhecimento do desenvolvimento da fonte de calor, se esta possuiu o seu perfil natural de

aumento de temperatura, ou se por sua vez, o insumo de calor está sendo dissipado de alguma

forma.

O gráfico a seguir, figura 50, mostra a temperatura do cordão de solda quando este

está no meio do seu caminho, bem como os termopares que estão localizados nas distâncias já

comentadas.

Figura 50: Ciclo térmico medido computacionalmente no meio da poça de fusão do cordão de solda.

71

Fonte: (AUTOR).

É possível notar que a poça de fusão possuiu sua tendência natural de aumento de

temperatura, saindo de cerca de 1615°C, no início da formação do cordão, para cerca de

1750°C no meio do caminho do cordão de solda, ou seja, 75 mm depois da abertura do arco.

Esse aumento de temperatura no caminhar do cordão de solda é justificável pelo

deslocamento e acumulo da fonte de calor a frente do cordão de solda.

O gráfico mostra que, assim como a poça de fusão, todos os 3 termopares afastados do

cordão de solda, no meio do seu caminho, registraram temperaturas maiores que os

termopares localizados no começo da formação da poça. Mostrando assim, que além de haver

um gradiente de temperatura na direção perpendicular ao cordão de solda, a um gradiente de

temperatura na própria direção do cordão, entretanto, menor.

O gráfico mostrou semelhança de perfil, da aquisição de temperatura, com gráficos de

diversos autores que utilizaram o mesmo material, como Barban (2014), Miranda (2012),

Bezerra (2005); e até mesmo com autores que utilizaram outro material, como Queiroz

(2014), Fraga (2009), entre outros. Além disso, os gráficos mostraram-se compatíveis com os

experimentos de Seyyeduan, Haghpanahi e Sedighi, (2012) que também utilizaram o AISI

304.

A curva para os dados apresentados nesse tópico, é mostrada na seguinte figura 51.

72

Figura 51: Curva do gradiente de temperatura para medições realizadas no meio do cordão de solda.

Fonte: (AUTOR).

Na curva podemos perceber que a propagação da fonte de calor já é maior que a

mostrada pelo gráfico da figura 49, fato este que possibilita um aumento da temperatura da

poça de fusão, fazendo com que ela chegue a cerca de 1750°C. Também é mostrado que

assim como o gráfico da figura 49, em nem toda a zona vermelha houve fusão do material, já

que é mostrado que a zona vermelha está entre 1068 a 1750°C.

O gráfico mostra que toda a peça, além de já ter sido afetada pelo calor, já está com

sua zona mais fria entre 30 a 203°C. Além disso, o espelho da curva mostra que a propagação

da frente de chama está a uma faixa de temperatura entre 722 a 1068°C.

Ou seja, foi mostrado que no momento que a fonte de calor passa pelo meio da peça

utilizada, a energia acumulada por essa em forma de calor já é maior que a energia acumulada

pela peça no começo do processo de soldagem.

Os resultados obtidos experimentalmente são observados na seguinte figura 52.

73

Figura 52: Ciclo térmico medido experimentalmente no meio do cordão de solda.

Fonte: (AUTOR).

Assim como os dados experimentais mostrados no tópico anterior, os dados obtidos no

meio do cordão de solda não obtiveram os mesmos valores dos dados computacionais. Fato

que novamente pode ter sido acarretado por falhas operacionais.

Os dados mostraram que os picos de temperatura foram obtidos em intervalos

diferentes dos dados mostrados computacionalmente, demorando cerca de 40 segundos para

acontecer. Entretanto, os valores de picos de temperatura mostraram-se próximos.

Novamente, as curvas experimentais para o meio do cordão, mostraram-se coerentes

geometricamente com as computacionais. Mostrando que para os termopares a 10 mm do

cordão de solda tiveram seus picos de temperatura obtidos e após isto entraram na faixa de

resfriamento, já os termopares a 20 e 30 mm continuaram a aquecer durante todo o processo.

74


termopares localizados no final do cordão de solda

As medições de temperatura no final do cordão de solda, possui a mesma justificativa

das medições feitas no meio do cordão, o conhecimento do aumento da temperatura devido a

propagação da fonte de calor. O seguinte gráfico, figura 53, mostra as medidas realizadas no

final do cordão de solda.

Figura 53: Ciclo térmico medido computacionalmente no final da poça de fusão do cordão de solda.

Fonte: (AUTOR).

Foi mostrado que a temperatura do final da poça de fusão chegou a 1811,1°C, coerente

com o mostrado no tópico 5.1, da temperatura máxima atingida pela fonte de calor.

Diferentemente da medição da poça de fusão do início e do meio do cordão de solda, a

medição no final do cordão mostra que nesse ponto a tendência é apenas de aumento de

temperatura, não há ponto de pico e depois resfriamento.

Contrariamente ao pico da poça de fusão medido no final do cordão de solda ser maior

que os medidos no início e no meio, os termopares localizados no final do cordão de solda

não tiveram seus picos de temperaturas maiores que as dos termopares localizados no meio do

75

cordão. Esse fato pode ser justificado porque o termopar no final do cordão ainda está

registrando aumento de temperatura mesmo ao final do processo.

Assim como o perfil dos termopares localizados no meio do cordão, o perfil dos

termopares no final, assemelhou-se com o de diversos autores da literatura.

A curva para os dados apresentados nesse tópico, é mostrada na seguinte figura 54.

Figura 54: Curva do gradiente de temperatura para medições realizadas no final do cordão de solda.

Fonte: (AUTOR).

Nesse gráfico podemos perceber, que o aumento da distribuição de calor já é maior

que as dos gráficos mostrados nas figuras 55 e 56. É mostrado que a propagação da fonte de

calor possibilitou que o cordão de solda chegasse a uma temperatura de 1811,1°C.

A zona vermelha mostra, novamente, que em nem toda houve fusão, já que está possui

uma faixa de temperatura entre 1101 a 1815°C. O gráfico mostra que toda a peça, já está com

sua zona mais fria entre 30 a 208,5°C.

Dessa forma, é possível perceber que a energia acumulada pela peça ao final do

processo de soldagem é maior do que todo o caminho anterior percorrido pela fonte de calor.

76

Os dados obtidos experimentalmente são mostrados na seguinte figura.

Figura 55: Ciclo térmico medido experimentalmente no final do cordão de solda.

Fonte: (AUTOR).

Assim como os dados experimentais mostrados nos dois tópicos anteriores, os dados

obtidos no final do cordão de solda não obtiveram convergência com os dados

computacionais. Os dados obtidos a 10 mm do final do cordão de solda, não sentiram a

variação de temperatura instantaneamente como foi mostrado nos dados computacionais,

levando cerca de 20 segundos para começarem a crescer. Além disso, esses dados tiveram seu

pico de temperatura ao final dos 60 segundos de processo em cerca de 200°C menor que os

obtidos computacionalmente.

Os dados experimentais a 20 mm do final do cordão de solda mostraram-se mais

próximos dos dados computacionais, entre todos os dados já mostrados anteriormente,

contudo obtiveram uma diferença no começo de acréscimo de temperatura, cerca de 30

segundos, contra 20 segundos do computacional, mas ao final do processo chegaram a

temperaturas próximas do computacional. A seguinte figura, mostra a melhor aproximação

entre os dados experimentais com os computacionais, levando em consideração os dados

77

obtidos no início e no final do cordão e levando em consideração os 3 ensaios realizados para

cada situação de disposição de termopar.

Figura 56:Comparação entre a situação experimental que melhor se assemelha com a simulação.

Fonte: (AUTOR).

Mesmo com está situação obtida, não se pode dizer que os dados numéricos foram

validados pelo experimental realizado, já que, dentre todos os experimentos realizados, este

foi exclusivamente o que melhor assemelhou-se a simulação.

Os termopares localizados a 30 mm do final do cordão de solda, não sentiram o

acréscimo de temperatura no mesmo intervalo que o simulado e não chegaram ao final do

processo na mesma faixa de temperatura, com uma diferença de cerca de 80°C.

Todos os termopares experimentais tiveram seu aquecimento continuo durante todo o

processo, não passando por uma faixa de resfriamento, sendo este fato coerente com os dados

obtidos computacionalmente.

78

5.3 MAPAS DO CAMPOS DE TEMPERATURA COMPUTACIONAL

Com os dados obtidos computacionalmente, foi utilizado do software OriginPro 16.0

para obtenção dos mapas dos campos de temperatura. Esses mapas são capazes de obter as

curvas de temperatura em qualquer ponto da chapa, fazendo com que seja possível o

conhecimento de um gradiente de temperatura em dois pontos distintos, e dessa forma, seja

possível um futuro cálculo das tensões residuais que a peça venha a sofrer.

As figuras 57, 58 e 59 abaixo mostram os três mapas criados para os três pontos de

medições propostos pelo trabalho.

Figura 57: Mapa do campo de temperatura para o início do processo de soldagem.

Fonte: (AUTOR).

79

Figura 58: Mapa do campo de temperatura no meio do processo de soldagem.

Fonte: (AUTOR).

80

Figura 59: Mapa do campo de temperatura no final do processo de soldagem.

Fonte: (AUTOR).

As figuras mostram o espelho do processo de soldagem, nos três pontos propostos pelo

trabalho, dentro deste estão contidas duas linhas, uma vertical e uma horizontal. A linha

vertical faz referência ao gráfico disposto ao lado direito do espelho do processo de soldagem,

este gráfico mostra as faixas de temperatura de acordo com o tempo do processo, no caso 60

segundos. Já a linha horizontal faz referência ao gráfico acima do espelho, que por sua vez

está de acordo com a distância do centro do processo de soldagem, até a localização do último

termopar, no caso 60 mm, pois foi considerado que a propagação de calor foi igual para os

dois lados da poça de fusão.

81

5.4 COMPARAÇÃO DA FONTE DE CALOR COMPUTACIONAL COM A

GEOMETRIA DO CORDÃO EXPERIMENTAL

Assim como Azar e Akselsen (2011), foi realizado uma comparação do cordão de solda

experimental com a fonte computacional proposta, na qual foi a dupla elipsoide de Goldak

(2005).

A semelhança não mostrou-se tão evidente como mostrada por alguns autores,

entretanto é possível perceber uma zona de coloração diferente, na chapa experimental, na

qual assemelha-se com a dupla elipsoide de Goldak. Como é mostrado na seguinte figura 60.

Figura 60: Comparação da dupla elipsoidal de Goldak com o cordão de solda experimental.

Fonte: (AUTOR).

82

6 CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

6.1 CONCLUSÕES

A simulação do deslocamento da fonte de calor foi possível nas condições de contorno

empregadas, e mostrou-se coerente com a mostrada por diversos autores da literatura.

Os resultados numéricos dos campos de temperatura versus tempo apresentaram boa

convergência com os dados numéricos da literatura.

Apesar da não possibilidade de validação dos dados numéricos através dos dados

experimentais recolhidos, foi possível perceber que as curvas experimentais mostraram-se

semelhante as curvas numéricas.

A técnica da dupla elipsoidal de Goldak (2005), mostrou-se eficaz na previsão dos

campos de temperatura no processo de soldagem TIG autógeno.

A eficiência do método de elementos finitos na simulação de um processo de

soldagem TIG autógeno foi mais uma vez confirmada como eficaz.

6.2 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

Encontrar os campos de tensões residuais, utilizando os dados obtidos por esse

trabalho em questão.

83

REFERÊNCIAS

ANCA, A.; CARDONA, A.; Finite element modeling of welding processes. Applied

Mathematical Modelling. Argentina, V. 16, n. 8, p. 25 – 45. Mai/Jul. 2010.

ARAUJO, D. B.; Estudo de distorções em soldagem com uso de técnica numérica e de

otimização. 2012. 212f. Tese (Doutorado em Engenharia Mecânica). Universidade Federal

de Uberlândia.

AZAR, A. S.; AKSELSEN, O. M.; Determination of welding heat source parameters from

actual bead shape. Computation Materials Science. Norway. V. 18, n. 7, p. 29 – 36. Set/Oct.

2011.

BARBAN, L. M.; Análise numérica-computacional das tensões induzidas pela soldagem.

2014. 90f. Dissertação (Mestrado em Engenharia Mecânica). Universidade de São Paulo.

BEZERRA, A. C.; Simulação numérica da soldagem com aplicação à caracterização do

comportamento dinâmico de estruturas soldadas. 2006. 232f. Tese (Doutorado em

Engenharia Mecânica). Universidade Federal de Uberlândia.

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