UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO GRANDE DO NORTE … · PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA PEDRO HENRIQUE SALES DA COSTA ESTUDO DOS PROCESSOS TIG ALIMENTADO E MIG-P CC+

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UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO GRANDE DO NORTE

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM

ENGENHARIA MECÂNICA

PEDRO HENRIQUE SALES DA COSTA

ESTUDO DOS PROCESSOS TIG ALIMENTADO E MIG-P CC+

APLICADOS AO PASSE DE RAIZ NA LIGA AA5052

Natal

Agosto, 2015

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ESTUDO DOS PROCESSOS TIG ALIMENTADO E MIG-P CC+

APLICADOS AO PASSE DE RAIZ NA LIGA AA5052

Natal

Agosto, 2015

Dissertação apresentada ao Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica da Universidade Federal do Rio Grande do Norte como requisito parcial para obtenção do título de Mestre em Engenharia Mecânica. Orientador: Professor Dr. Rubens Maribondo do Nascimento Coorientadora: Professora Drª Celina Leal Mendes da Silva

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ESTUDO DOS PROCESSOS TIG ALIMENTADO E MIG-P CC+ APLICADOS AO

PASSE DE RAIZ NA LIGA AA5052

Esta dissertação foi julgada adequada para a obtenção do título de

MESTRE EM ENGENHARIA MECÂNICA

Sendo aprovada em sua forma final.

_________________________________ Rubens Maribondo do Nascimento

BANCA EXAMINADORA

_________________________________ Rubens Maribondo do Nascimento

__________________________________ Celina Leal Mendes da Silva

__________________________________ Augusto José De Almeida Buschinelli

__________________________________ Jorge Magner Lourenço

5

“A menos que modifiquemos a nossa maneira

de pensar, não seremos capazes de resolver os

problemas causados pela forma como nos

acostumamos a ver o mundo”.

Albert Einstein

6

Dedico esta obra aos meus pais, Paulo

Machado da Costa e Suely Coutinho Sales da

Costa.

7

AGRADECIMENTOS

A Deus, pai de infinito amor e bondade, pela sua presença constante em

minha vida, me abençoando e iluminando meus caminhos;

A minha família, meus pais Paulo Machado e Suely Coutinho, minha irmã

Larissa, minha avó Glorinha e meu tio Robinson por todo amor carinho e dedicação.

Vocês são os principais responsáveis pela pessoa que sou hoje e por todas as

minhas conquistas;

A minha namorada, Márcia Danielle de Araújo Dantas, por todo amor,

amizade e companheirismo e por sempre estar ao meu lado me apoiando em todos

os momentos;

Ao meu orientador Prof. Dr. Rubens Maribondo do Nascimento por ter

confiado na minha capacidade e por ter me auxiliado sempre que necessário;

A minha coorientadora Profª. Dra. Celina Leal Mendes da Silva pela atenção e

conhecimentos passados e principalmente pela paciência que teve comigo;

Ao Programa Pós-Graduação em Engenharia Mecânica da Universidade

Federal do Rio Grande do Norte (UFRN) pelos conhecimentos adquiridos na área;

Aos amigos do LABSOL Ramon Fernandes Fagundes e Elivelton Luis da

Silva pelo apoio, ajuda e pelos momentos de descontração durante a realização

deste trabalho;

A Cleide Maria Marqueze do LABSOLDA pelo apoio dado na realização dos

ensaios de radiografia

A CAPES pela disposição da bolsa de pesquisa para a execução deste

projeto;

Aos meus amigos pela paciência nos meus momentos de impaciência e por

sempre estarem ao meu lado;

8

E a todos aqueles que participaram direta ou indiretamente na realização

deste trabalho.

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SUMÁRIO

1 INTRODUÇÃO .......................................................................................................... 18

2 FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA ................................................................................ 21

2.1 ALUMÍNIO .............................................................................................................. 21

2.1.1 Classificação do Alumínio ................................................................................. 24

2.1.2 Soldabilidade ...................................................................................................... 26

2.1.2.1 Soldabilidade na liga AA5052 ............................................................................ 28

2.2 ARCO VOLTÁICO NO ALUMÍNIO ......................................................................... 29

2.3 PASSE E RAIZ ........................................................................................................ 29

2.4 PROCESSO DE SOLDAGEM MIG ......................................................................... 30

2.5 PROCESSO DE SOLDAGEM TIG .......................................................................... 32

2.5.1 TIG alimentado ................................................................................................... 34

2.5.1.1 Arame frio (cold wire) ........................................................................................ 35

2.5.1.2 Arame quente (hot wire) .................................................................................... 36

2.6 DESCONTINUIDADE .............................................................................................. 36

2.6.1 Porosidade ........................................................................................................... 37

2.6.2 Inclusão de escória .............................................................................................. 39

2.6.3 Mordeduras .......................................................................................................... 40

2.6.4 Falta de penetração ............................................................................................. 40

2.6.5 Trincas de solidificação ........................................................................................ 41

2.7 DILUIÇÃO ............................................................................................................... 42

3 MATERIAIS E MÉTODOS ........................................................................................ 44

3.1 MATERIAL DE ADIÇÃO ......................................................................................... 44

3.2 GÁS DE PROTEÇÃO ............................................................................................. 44

3.3 ELETRODO NÃO CONSUMÍVEL ........................................................................... 45

3.4 CORPO DE PROVA ................................................................................................ 45

3.5 MÉTODOS .............................................................................................................. 47

3.5.1 Métodos de Avaliação ........................................................................................ 49

3.6 EQUIPAMENTOS ................................................................................................... 50

4 RESULTADOS E DISCUSSÃO ................................................................................ 53

4.1 RESULTADOS PRELIMINARES ............................................................................ 53

4.2 ANÁLISES DOS CORPOS DE PROVA COM CHANFRO EM V SOLDADOS

PELO PROCESSO MIG-P CC+ UTILIZANDO OS ARAMES ER 5356 E ER 4043 ...... 55

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4.3 ANÁLISE DOS CORPOS DE PROVA COM CHANFRO EM GOLA (L=1,0 MM)

SOLDADOS PELO PROCESSO MIG-P CC+ UTILIZANDO OS ARAMES ER 5356 E

ER 4043 ........................................................................................................................ 60

4.4 ANÁLISE DOS CORPOS DE PROVA COM CHANFRO EM GOLA (L=1,5 MM)


ER 4043 ........................................................................................................................ 66


PELO PROCESSO TIG-A UTILIZANDO OS ARAMES ER 5356 E ER 4043 ............... 72

4.6 DILUIÇÃO PRESENTE NAS SOLDAS COM OS PROCESSOS MIG-P CC+ E

TIG-A ............................................................................................................................. 78

5 CONCLUSÕES ......................................................................................................... 79

6 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ....................................................... 80

REFERÊNCIAS ............................................................................................................. 81

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LISTA DE FIGURAS

Figura 1: Esquema do processo MIG ............................................................................ 31

Figura 2: Esquema do processo TIG ............................................................................. 33

Figura 3: Tocha TIG alimentada .................................................................................... 35

Figura 4: Formação de porosidade em uma junta soldada ........................................... 37

Figura 5: Formas de distribuição de porosidade: (a) distribuída, (b) agrupada e (c)

alinhada ......................................................................................................................... 37

Figura 6: Solubilidade do alumínio no hidrogênio .......................................................... 38

Figura 7: Inclusão de escória na solda .......................................................................... 40

Figura 8: Mordedura na solda ....................................................................................... 40

Figura 9: Falta de penetração na solda ......................................................................... 41

Figura 10: Comportamento da diluição em ligas de alumínio ........................................ 43

Figura 11: Preparação para o corte das chapas com o processo a plasma .................. 46

Figura 12: Esquema do chanfro em V ........................................................................... 46

Figura 13: Esquema do chanfro em gola ...................................................................... 47

Figura 14. Demonstração das áreas para o cálculo de diluição .................................... 49

Figura 15: Secção retirada de cada corpo de prova para metalografia e microdureza . 50

Figura 16: Fonte de soldagem ....................................................................................... 50

Figura 17: Sistema de Aquisição Portátil IMC ............................................................... 51

Figura 18: Mecanismo de deslocamento uniforme da tocha ......................................... 52

Figura 19: Bancada experimental .................................................................................. 52

Figura 20: Solda realizada com corrente de 130 A ....................................................... 53



Figura 23. Cordão de solda com corrente de 150 A ...................................................... 55

Figura 24: Corpos de prova soldados com o processo MIG-P CC+, chanfro em V,

utilizando os arames ER 4043 e ER 5356 ..................................................................... 56

Figura 25: Oscilogramas das soldas com o processo MIG-P CC+, chanfro em V,


Figura 26: Micrografias das soldas com o processo MIG-P CC+, chanfro em V com o

ER 4043 ........................................................................................................................ 57

Figura 27: Micrografias das soldas com o processo MIG-P CC+, chanfro em V com o

ER 5356 ........................................................................................................................ 58

12

Figura 28: Raio-x das soldas com o processo MIG-P CC+, chanfro em V com o ER

4043 .............................................................................................................................. 59

Figura 29: Raio-x das soldas com o processo MIG-P CC+, chanfro em V com o ER

5356 .............................................................................................................................. 59

Figura 30: Microdurezas dos corpos de prova soldados com o processo MIG-P CC+,

chanfro em V e arame ER 4043 .................................................................................... 59


chanfro em V e arame ER 5356 .................................................................................... 60

Figura 32: Corpos de prova soldados com o processo MIG-P CC+, chanfro em gola

(L=1,0 mm), utilizando os arames ER 4043 e ER 5356 ................................................ 61

Figura 33: Oscilogramas das soldas com o processo MIG-P CC+, chanfro em gola


Figura 34: Micrografias das soldas com o processo MIG-P CC+, chanfro em gola

(L=1,0 mm) com o ER 4043 .......................................................................................... 63


(L=1,0 mm) com o ER 5356 .......................................................................................... 64

Figura 36: Raio-x das soldas com o processo MIG-P CC+, chanfro em gola (L=1,0

mm) com o ER 4043 ..................................................................................................... 65


mm) com o ER 5356 ..................................................................................................... 65


chanfro em gola com 1,0 mm e arame ER 4043 ........................................................... 66


chanfro em gola com 1,0 mm e arame ER 5356 ........................................................... 66

Figura 40: Corpos de prova soldados com o processo MIG-P CC+, chanfro em gola


Figura 41: Oscilogramas das soldas com o processo MIG-P CC+, chanfro em gola



(L=1,5 mm) com o ER 4043 .......................................................................................... 69


(L=1,5 mm) com o ER 5356 .......................................................................................... 70


mm) com o ER 4043 ..................................................................................................... 71

13


mm) com o ER 5356 ..................................................................................................... 71


chanfro em gola com L = 3,00 mm e arame ER 4043 ................................................... 72


chanfro em gola com L = 2,00 mm e arame ER 5356 ................................................... 72

Figura 48: Corpos de prova soldados com o processo TIG-A, chanfro em V,


Figura 49: Oscilogramas das soldas com o processo TIG-A, chanfro em V, utilizando

os arames ER 4043 e ER 5356 ..................................................................................... 74

Figura 50: Micrografias das soldas com o processo TIG-A, chanfro em V com o ER

4043 .............................................................................................................................. 75


5356 .............................................................................................................................. 76

Figura 52: Raio-x das soldas com o processo TIG-A, chanfro em V com o ER 4043 ... 77

Figura 53: Raio-x das soldas com o processo TIG-A, chanfro em V com o ER 5356 ... 77

Figura 54: Microdurezas dos corpos de prova soldados com o processo TIG-A,

chanfro em V com ER 4043 .......................................................................................... 77

Figura 55: Microdurezas dos corpos de prova soldados com o processo TIG-A,

chanfro em V com ER 5356 .......................................................................................... 78

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LISTA DE TABELAS

Tabela 1: Sistema de classificação das ligas de alumínio trabalháveis ........................ 25

Tabela 2: Composição quimica dos materiais de adição .............................................. 44

Tabela 3: Percentual de elementos em peso na liga AA 5052 ...................................... 45

Tabela 4: Propriedades mecânicas da liga AA 5052 ..................................................... 45

Tabela 5: Fatores e níveis do planejamento experimental ............................................ 47

Tabela 6: Parâmetros ajustados e fixos ........................................................................ 48

Tabela 7: Características técnicas da fonte de soldagem ............................................. 51

Tabela 8: Valores médios e eficazes obtidos pelo SAP com o processo MIG-P CC+,

chanfro em V, utilizando os arames ER 4043 e ER 5356 ............................................. 55


chanfro em gola (L=1,0 mm), utilizando os arames ER 4043 e ER 5356 ...................... 61


chanfro em gola (L=1,5 mm), utilizando os arames ER 4043 e ER 5356 ...................... 67

Tabela 11: Valores médios e eficazes obtidos pelo SAP com o processo TIG-A,

chanfro em V, utilizando os arames ER 4043 e ER 5356 ............................................. 73

Tabela 12: Valores de diluição ...................................................................................... 78

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TERMOLOGIAS E SIMBOLOGIA

TIG Tungsten Inert Gas TIG-A Tungsten Inert Gas Alimentado MIG Metal Inert Gas MIG-P CC+ MIG Pulsado com corrente continua positiva AA Aluminum Association GMAW Gas Metal Arc Welding Td Taxa de deposição GTAW Gas Tungsten Arc Weldin GAP Abertura de raiz Va Velocidade de alimentação Vs Velocidade de soldagem SAP Sistema de Aquisição Portátil I Corrente U Tensão a Tensão de referência DBCP Distância bico contato peça Vam Velocidade média do arame Ief Corrente eficaz Uef Tensão eficaz END LP Ensaio não destrutivo por líquido penetrante L Gola T Altura do nariz TV4 Processo TIG com chanfro em V e arame ER 4043 TV5 Processo TIG com chanfro em V e arame ER 5356 MV4 Processo MIG-P CC+ com chanfro em V e arame ER 4043 MV5 Processo MIG-P CC+ com chanfro em V e arame ER 5356 MG24 Processo MIG-P CC+ com chanfro em gola (L=1,0 mm) e

arame ER 4043 MG34 Processo MIG-P CC+ com chanfro em gola (L=1,5 mm) e

arame ER 4043 MG25 Processo MIG-P CC+ com chanfro em gola (L=1,0 mm) e

arame ER 5356

MG35 Processo MIG-P CC+ com chanfro em gola (L=1,5 mm) e

arame ER 5356

SMAW Shielded Metal Arc Welding

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RESUMO

Em muitos casos o passe de raiz é uma etapa crítica da soldagem, uma vez que sua

execução é afetada por diversos fatores, tais como variação da abertura da junta,

ângulo do chanfro, dimensões da face (nariz) da raiz, inclinação da tocha,

velocidade de soldagem e velocidade de alimentação. Além disso, a escolha do

processo de soldagem é um fator primordial para garantir a execução de um passe

de raiz com adequadas propriedades mecânicas e metalúrgicas. Nesse contexto,

este trabalho teve como objetivo estudar a viabilidade dos processos de soldagem

MIG-P CC+ e TIG-A aplicados ao passe de raiz em chapas de 200 x 200 x 12,75

mm da liga de alumínio AA 5052. Para tal, foram analisadas configurações diferentes

de soldagem: o tipo de chanfro (em V e em gola com L=1,0 e 3,00 mm) e dois tipos

de metais de adição (ER 4043 e 5356). Como metodologia de comparação, foi

determinada a mesma corrente de 150 A e taxa de deposição do metal de adição

Va/Vs = 14, foram propostas 12 combinações de parâmetros, cada uma com 3

repetições, totalizando 36 testes, salientando que foi usada apenas a configuração

de chanfro mais adequada para o TIG-A. São apresentados resultados da

micrografia e microdureza das zonas fundida e termicamente afetada e níveis de

diluição para as juntas soldadas com os distintos metais de adição, além da

radiografia. Nas condições estabelecidas neste trabalho, pode-se afirmar que o

processo TIG-A apresentou melhores resultados em relação ao MIG-P CC+. Em

relação à configuração do chanfro, o que se mostrou mais adequado foi o chanfro

em V, para ambos os metais de adição e processos. Não ocorreram defeitos como

falta de fusão, mordeduras e rugosidades. Em relação aos níveis de diluição, foram

constatados maiores valores quando utilizado o processo MIG-P CC+ para o ER

4043, assim como o processo TIG-A na configuração de chanfro em V. O metal de

adição ER 4043 apresentou uma quantidade de poros maior em relação ao ER

5356, em ambos os processos. Foi observada à presença de um refino de grão,

além de maiores níveis de dureza em todas as soldas realizadas com o metal de

adição ER 5356.

Palavras-chave: Soldagem. MIG. TIG Alimentado. Passe de raiz. Alumínio.

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ABSTRACT

In many cases the root pass is a critical step of welding, since its execution is

affected by several factors, such as variation of joint opening, chamfer angle,

dimensions of the face (nose) root, torch inclination, welding speed and feed speed.

Moreover, the choice of the welding process is a key factor to ensure the execution of

a root pass with adequate mechanical and metallurgical properties. In this context,

this work aimed to study the feasibility of MIG-P CC+ and TIG-A welding processes

applied to the root pass in plates of 200 x 200 x 12,75 mm of the AA 5052 aluminum

alloy. For this, different configurations of welding were analyzed: chamfer type (V and

collar with L=1,0 and 3,00 mm) and two types of addition metals (ER 4043 and

5356). As compared methodology, It was determined the same current 150 A and the

deposition rate of addition metal Va/Vs = 14, they were proposed 12 combinations of

parameters, each with 3 repetitions, totaling 36 tests, stressing that It was used only

the most appropriate chamfer setting for TIG-A. Results of micrograph and

microhardness of fusion and heat affected zones and dilution levels for welded joints

with different addition metals, beyond radiography. At the established conditions in

this work, it can be said that the TIG-A process showed better results in relation to

MIG-P CC+. About the chamfer configuration, which was more appropriate was V

chamfer, for both addition metals and process. There were no defects such as lack of

fusion, bites and roughness. Relative to dilution levels, higher values were observed

when used the MIG-P CC+ process for the ER 4043, as well as TIG-A in the V

chamfer configuration. ER 4043 addition metal showed a larger amount of pores in

relation to the ER 5356, in both process. It was observed the presence of a grain

refining, beyond higher hardness levels in all welds made with the ER 5356 addition

metal.

Keywords: welding. MIG. TIG powered. Root pass. Aluminum.

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1 INTRODUÇÃO

O alumínio é um metal amplamente utilizado na indústria, em virtude de suas

características, tais como leveza, resistência à corrosão, bom condutor térmico e

elétrico, boa ductilidade, elevada tenacidade e com baixo ponto de fusão: 658ºC

(CESMAC, 2011). Por apresentar essas propriedades o alumínio pode ser aplicado,

em utensílios domésticos, embalagens e também em meios de transporte como

aviões, ônibus e caminhões.

Entretanto, apresenta alguns problemas quando relacionado à soldagem,

pode-se citar o alto ponto de fusão da camada superficial de oxido de alumínio

(Al2O3), com isso, para se obter uma boa soldagem, faz-se necessário retirar essa

camada de óxido. Uma técnica de limpeza bastante utilizada, nas soldagens TIG e

Plasma, é a chamada limpeza catódica, onde o eletrodo fica na polaridade positiva

(ALCAN, 1993).

Visto que o mercado fica mais competitivo à medida que se passa, e agora

então com a recente descoberta do pré-sal, anunciada pela Petrobras em 2006

(PIGOZZO, 2013), e sucessivos recordes de produção/exploração de petróleo,

preveem uma crescente demanda para fabricação, construção, e manutenção de

equipamentos. Surge então a necessidade de desenvolver tecnologia capaz de

aumentar a produtividade com qualidade para soldar chapas espessas com chanfro,

a partir de pesquisas, desenvolvimento e inovações tecnologicas.

Segundo PIGOZZO (2013), o passe de raiz é de grande importância na

indústria, pois é o primeiro passe na união de peças espessas surportando em

algumas vezes toda a estrutura, devendo ser realizado com bastante atenção. Nesta

etapa, necessita-se de mão de obra especializada devido à dificuldade de execução,

além disso, por se tratar de uma espessura mais fina do material de base, a menor

variação dos parâmetros de soldagem pode perfurar a peça ou mesmo fragilizar a

região da solda através da mudança da microestrutura.

WECK e SILVA (2005) afirmam que atualmente esses passes de raiz são

feitos utilizando-se eletrodo revestido celulósico em ligas de aço. Vê-se então como

maior problema: a falta de produtividade. O eletrodo revestido celulósico tem como

característica interessante à boa penetração, mas por outro lado leva consigo

desvantagem no quesito produtividade. A escória, a alta taxa de respingos e fumos

são, nesse caso, os pontos que dificultam um processo rápido e limpo.

19

Porém, outro processo quando aplicado ao passe de raiz na fabricação dos

mesmos é o processo TIG Alimentado. Este, por oferecer maior densidade de

potencial, proporciona melhores propriedades metalúrgicas para a solda.

O processo de soldagem TIG ou Gas Tungsten Arc Welding (GTAW), como é

mais conhecido atualmente, é um processo de soldagem a arco elétrico que utiliza

um arco entre um eletrodo não consumível de tungstênio e a poça de soldagem. Na

poça de soldagem, o eletrodo e parte do cordão são protegidos através do gás de

proteção que é soprado pelo bocal da tocha. No processo, pode-se utilizar adição ou

não (solda autógena), e seu grande desenvolvimento se deve a necessidade de

disponibilidade de processos eficientes de soldagem para materiais difíceis, como o

alumínio (BRACARENSE, 2000).

Para alimentação automática de arame são necessários cabeçote alimentador

e um circuito de controle. As vertentes de pesquisa com alimentação automática se

distinguem em arame frio (cold wire) e arame quente (hot wire) (DELGADO, 2000).

Como o próprio nome diz, a diferença está na temperatura em que o arame é

adicionado, sendo o arame quente, previamente aquecido por efeito joule. A técnica

de arame a frio, o arame é alimentado à temperatura ambiente.

Uma alternativa a estes processos é o processo de soldagem MIG/MAG

convencional, que apresenta algumas vantagens em relação aos anteriormente

citados, como, ausência de fluxos de soldagem, não apresenta formação de escória,

alimentação contínua de arame, evitando paradas para troca de eletrodos revestidos

ou varetas TIG e é um processo que pode ser automatizado. Porém é um processo

com baixa controlabilidade da transferência metálica e da poça de fusão e, portanto,

muito susceptível ao aparecimento de defeitos de fusão, como mordedura, rechupes,

etc. Soma-se ainda o fato de que os três processos citados exigem alto nível de

habilidade e treinamento da mão de obra, tornando esta operação extremamente

dependente do soldador ou operadora (DIRENE, 2012).

Em decorrência de avanços tecnológicos em instrumentos e equipamentos

destinados a soldagem, permite-se a adoção de metodologias de controle da

transferência metálica, como base na realimentação do processo, pelas próprias

variáveis de soldagem. Como o desenvolvimento de processos MIG/MAG com

controle de corrente, cujas vantagens estão relacionadas ao menor aporte térmico e

menor nível de tensões residuais, menores gasto de energia, menor custo de gás de

proteção, por utilizar maiores concentrações de CO2 ou até mesmo CO2 puro,

garante melhor geometria do cordão de solda e ao menor nível de respingos,

20

creditados, principalmente, a maior estabilidade do arco e da poça de fusão dadas

pela maior controlabilidade do sistema (GONÇALVES, 2005; GOHR, 2002; BAIXO,

1999).

Desta forma, como objetivo geral, espera-se estudar os processos TIG

Alimentado e MIG-P CC+, com intuito de definir qual melhor se aplica na soldagem

de passe de raiz na liga AA5052 em três configurações de chanfros. Avaliando

também dois materiais de adição. Para atingir esse objetivo, foram propostos os

seguintes objetivos especificos:

Definir um conjunto de parâmetros que melhor se adequa para soldar chapas

de 12,78 mm para ambos os processos;

Estudar a influência da composição química dos materiais de adição (ER4043

e ER5356) para determinar qual garante melhor soldagem de passe de raiz

nos processos MIG-P CC+ e TIG-A;

Avaliar a influência dos elementos do chanfro na microestrutra, porosidade e

microdureza;

Analisar qual dos processos garante melhor passe de Raiz através da

avaliação microestrutural dos cordões de solda;

Verificar a formação de porosidade nas soldas através do raios-X para cada

parametro de soldadagem nos dois processos MIG-P CC+ e TIG-Alimentado;

Avaliar o comportamento das zonas fundida e termicamente afetadas através

do ensaio de microdureza;

Estimar pelo percentual de diluição se há possibilidade de formação de

trincas de solidificação em ambos os processos.

21

2 FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA

2.1 ALUMÍNIO

O alumínio, apesar de ser o terceiro elemento mais abundante na crosta

terrestre, é o metal mais jovem usado em escala industrial. Sua produção atual

supera a soma de todos os outros metais não ferrosos. Esses dados já mostram a

importância do alumínio para a nossa sociedade. Antes de ser descoberto como

metal isolado, o alumínio acompanhou a evolução das civilizações. Sua cronologia

mostra que, mesmo nas civilizações mais antigas, o metal dava um tom de

modernidade e sofisticação aos mais diferentes artefatos (ABAL, 2011).

A tecnologia e o uso final de uma ampla variedade de produtos derivados do

alumínio resultam das inúmeras propriedades desse metal não ferroso: leveza, baixa

densidade, baixo peso, alta condutibilidade elétrica e características químicas que

permitem a formação de ligas com vários outros minerais como, cobre, zinco,

manganês, entre outros (SERVO, 1997).

Devido a estas características físico-químicas o alumínio compete com outros

minerais em termos custo, substituindo-os parcialmente como é o caso do cobre na

indústria de equipamentos de transmissão elétrica, o estanho na produção de

containeres, o chumbo na produção de tubos e a utilização na indústria

automobilística e na indústria aeroespacial (BUNKER & CICCANTELL, 1994).

Na indústria naval em especial, nos últimos anos vem ganhando grandes

investimentos tanto estatal como privado, na qual o alumínio é um grande aliado

como matéria prima para fabricação dos mais diversos produtos utilizados neste

setor (FAGUNDES, 2014).

As características do alumínio permitem que ele tenha uma gama de

aplicações. Sua alta resistência à corrosão, por exemplo, permite a utilização sem

que suas propriedades sejam alteradas em uma ampla gama de produtos químicos,

alimentícios e em ambientes marinhos (ABAL, 2012). Dentre as principais

propriedades deste metal pode-se destacar (QUINTINO, 2012):

Temperatura de fusão de 660ºC (na pureza de 99,9 %), e um ponto de

ebulição de 2500 ºC. A baixa temperatura de fusão é uma vantagem em

relação aos aços (temperatura de fusão de 1570 ºC), pois permite uma maior

facilidade na obtenção de ligas, já que a energia necessária para a fusão do

material é menor;

22

Tem uma resistência à corrosão elevada, pois quando exposto à atmosfera,

forma naturalmente um filme auto protetor de alumina;

Tem uma condutibilidade eléctrica cerca de 60 % do cobre;

É reciclável, não magnético;

Densidade de 2,8 g/cm3, aproximadamente 1/3 da densidade do aço;

Porém, o alumínio apresenta baixas dureza e resistência mecânica quando

utilizado no seu estado puro, ou seja, sem elementos de liga em sua composição

química, não servindo para determinadas aplicações. Daí a necessidade de

combiná-lo com outros metais para aumentar sua utilidade industrial.

Os principais elementos de ligas e os efeitos ocasionados pela sua introdução

são (GOMES & BRESCIANI, 1976; ROOY, 1988; GARCIA, 2001):

O Cobre (Cu) foi um dos primeiros elementos de liga utilizados e tem ainda

grande utilização. Utilizado na faixa de 4% a 10% aumenta consideravelmente

a resistência mecânica e a dureza do fundido, tanto antes como depois do

tratamento térmico. É bastante solúvel no alumínio em altas temperaturas (5%

a 524°C) e, apenas ligeiramente solúvel à temperatura ambiente. O cobre

ainda torna a liga termicamente tratável permitindo um grande aumento da

resistência mecânica. Diminui a contração interna de solidificação e melhora a

usinabilidade. Todavia, em comparação com a fundibilidade obtida com o

silício, o cobre é inferior por proporcionar fragilidade à quente e redução da

fluidez;

O Silício (Si) utilizado em até 13% é o elemento mais usado comercialmente

nas ligas para fundição. Aumenta a fluidez do alumínio líquido permitindo que

ele flua através de delgadas paredes na cavidade do molde reproduzindo

detalhes mais delicados. Diminui a porosidade e o coeficiente de expansão

térmica e em teores altos, torna difícil a usinagem. Quando combinado com o

magnésio pode melhorar muito a resistência mecânica, por tornar a liga

tratável termicamente. As ligas de alumínio com silício apresentam um

eutético com cristais de silício em forma de placas finas que contribuem

fortemente para o decréscimo da ductilidade da liga. Por esse motivo o silício

eutético deve ser modificado, como será visto adiante;

O Magnésio (Mg) com as mesmas características de solubilidade do cobre, o

magnésio é a base para o aumento de resistência mecânica e dureza após

23

tratamento térmico das ligas AI-Si, devido à formação de precipitados

endurecedores como o Mg2Si. Esses precipitados têm efeito contrário na

ductilidade da liga. A presença do magnésio torna difícil a fundição devido à

tendência a oxidação e consequente formação de escória, o que também faz

cair os teores de silício, cobre e outros elementos. Para melhores resultados

são recomendados cuidados especiais na manipulação dessas ligas, como a

utilização de atmosfera inerte ou mesmo o tratamento da liga líquida com

cloro gasoso para remover gases e os óxidos dissolvidos;

O Zinco (Zn) tanto pode ser um elemento de liga como uma impureza

dependendo da liga. Aumenta a resistência mecânica, mas com decréscimo

da ductilidade. Quando adicionado em quantidades superiores a 10%, torna a

liga susceptível ao trincamento durante a solidificação e produz elevada

contração na solidificação. Em combinação com o magnésio produz boa

resistência ao impacto e excelente ductilidade;

O manganês (Mn) atua também como refinador de grão e é capaz de reduzir

a contração durante a solidificação. Deve, no entanto ser controlado quando

em combinação com o ferro, pois juntos dão origem a grandes partículas

intermetálicas que reduzem a resistência da liga. Em teores de até 0,5 %

diminui o efeito fragilizante do ferro através da formação de precipitados

globulares de Fe-Mn. Em ligas contendo cobre a sua maior contribuição é a

formação de compostos que ancoram os contornos de grão;

Níquel (Ni) melhora a estabilidade dimensional e a resistência em

temperaturas elevadas. Tem particular emprego em ligas para cabeçote de

cilindros de motores de aeronaves com refrigeração a ar e em pistões de

motores de combustão interna de automóveis. As ligas comuns empregam o

níquel na faixa de 0,5 a 3,0%;

Cromo (Cr) é primariamente, um refinador de grão, utilizado em conjunto às

adições de titânio. Em algumas ligas é utilizado para melhorar a resistência

em temperaturas elevadas de uso;

Ferro (Fe) algumas vezes é adicionado para reduzir a contração. Atua

também como refinador de grão, com exceção nas ligas à base de silício

fundidas em areia. Nas fundidas sobre pressão diminui o agarramento ao

molde. O teor de ferro, nestes casos, deve estar sempre entre 0,15 e 1,2%.

Nas ligas de alta resistência à base de cobre ou lítio, esse elemento diminui

sensivelmente a ductilidade e deve permanecer abaixo de 0,3%;

24

Titânio (Ti) é usualmente adicionado em teores de 0,05 a 0,2% como

refinador de grão para todas as ligas de fundição em areia e molde

permanente, e dispensável na fundição sobre pressão, pois a microestrutura

já é fina devido ao resfriamento rápido.

As propriedades das ligas de alumínio dependem da complexa interação

entre, a composição química e a microestrutura desenvolvida durante a solidificação,

os tratamentos térmicos e, para ligas de trabalho mecânico, do processo de

deformação. Apesar do alumínio puro ser extremamente resistente à corrosão,

devido à presença de um filme de óxido de alumínio, a resistência à corrosão

decresce normalmente com o aumento do teor de elementos de liga adicionados.

Por este motivo, têm sido desenvolvidos tratamentos térmicos para aumentar a

resistência à corrosão de materiais com elevados teores de elementos de liga (ASM,

1993).

O alumínio e suas ligas podem ser divididos em duas categorias: ligas de

alumínio para trabalho mecânico e ligas de alumínio para fundição. Cada uma

destas categorias é ainda subdividida em classes de acordo com a composição. No

âmbito deste trabalho será explanado apenas as ligas de alumínio para trabalho

mecânico (MARTINS, 2008).

2.2.1 Classificação do alumínio

As ligas de alumínio para trabalho mecânico são divididas em dois grupos:

ligas para tratamento térmico (tratáveis) e ligas sem tratamento térmico (não

tratáveis). As ligas de alumínio sem tratamento térmico não podem ser endurecidas

por precipitação, sendo apenas endurecidas por trabalho a frio. Os quatro grupos

principais deste tipo de ligas são os grupos: 1xxx, 3xxx, 4xxx e 5xxx. A resistência

mecânica inicial destas ligas é promovida pelo efeito endurecedor dos seus

elementos de liga. A resistência mecânica adicional é então conseguida através de

trabalho mecânico a frio – deformações que induzem endurecimento, designadas

por H (MARTINS, 2008).

No entanto, algumas ligas de alumínio podem ser submetidas a tratamento

térmico de endurecimento por precipitação. As ligas de alumínio tratáveis

termicamente são dos grupos: 2xxx, 6xxx e 7xxx. Estas ligas podem ser endurecidas

por aquecimento e arrefecimento rápido ou têmpera, além do envelhecimento.

25

Podem ainda ser adicionalmente endurecidas através de trabalho a frio –

deformação controlada à temperatura ambiente (HANDBOOK, 2003).

Existem diversas nomenclaturas para identificar estas ligas e a mais comum é

a da Aluminum Association (AA). Ela é adotada, também, por outras entidades tais

como: ASTM, SAE, ABNT, esta última corresponde à norma 6834.

Assim, as ligas de alumínio são classificadas de acordo com a Aluminum

Association (AA), através de um sistema numérico de quatro dígitos: o primeiro

classifica a liga pela série, de acordo com o principal elemento adicionado, como

pode ser visto na Tabela 1; o segundo dígito, se diferente de zero, indica

modificação na liga básica, por exemplo, a liga 5652 deriva da liga 5052; e o terceiro

e quarto dígitos, para o alumínio comercial (série 1XXX) indicam a porcentagem de

alumínio que excede a 99% e, para as ligas, identificam composição específica

(ALCAN, 1993). Para realização deste trabalho, será utilizada uma liga de alumínio

derivada da série 5XXX. Assim, esta série será mais detalhada neste trabalho.

Tabela 1: Sistema de classificação das ligas de alumínio trabalháveis (ALCAN, 1993)

Designação de série - Liga Principal elemento químico da liga

1XXX Alumínio Puro (Al ≥ 99,0%)

2XXX Cobre

3XXX Manganês

4XXX Silício

5XXX Magnésio

6XXX Magnésio e Silício

7XXX Zinco

8XXX Outros Elementos

9XXX Série reservada para uso futuro

As ligas da série 5xxx são às vezes combinadas com manganês, e também

são não tratáveis termicamente. O magnésio é um dos elementos mais eficazes e

largamente empregados na formação de ligas de alumínio, e é o principal

responsável pelo aumento da resistência mecânica sobre trabalho a frio. As ligas

dessa série são as que apresentam as maiores resistências entre as ligas não

26

tratáveis termicamente, e por isso são de grande importância para aplicações

estruturais em diversos campos, destinando-se em particular a área de transporte,

como, por exemplo, na fabricação de vagões ferroviários, embarcações e

carrocerias. São facilmente soldáveis e resistentes à corrosão, principalmente em

atmosfera marítima (CORAINI, 2011).

Estas ligas são normalmente encontradas na forma de folhas, chapas e tiras

sendo as mais comumente utilizadas em estruturas de alumínio. São soldadas por

processos convencionais e podem ser soldadas com ou sem metal de adição.

Especificamente na liga AA 5052 (utilizada no presente estudo), o teor de

magnésio deve ser entre 2,20% e 2,80% e o cromo deve ficar entre 0,15% e 0,35%.

Outros elementos que complementam a composição dessa liga são manganês,

cobre e zircônio, que não podem ultrapassar a quantidade de 0,10% para cada

elemento. A quantidade de ferro e silício, respectivamente, deve ser no máximo até

0,40% e 0,25% (ASTM B209M, 2004). Porém há um pico de susceptibilidade à trinca

a aproximadamente 2,5% Mg, dificultando a soldagem da ligas como AA 5052. Este

problema é solucionado com a escolha de um metal de adição que reduza o risco de

trincas (RENCK, 2005).

2.1.2 Soldabilidade

Soldabilidade é o termo que está associado à facilidade com que uma liga

pode ser soldada, produzindo uma junta com adequada resistência mecânica,

resistência à corrosão e outras propriedades quando necessárias. No início de seu

emprego nas aplicações industriais, o alumínio foi considerado um material de difícil

soldabilidade devido ao fato de se empregar técnicas de soldagem semelhantes às

empregadas para materiais ferrosos, obtendo soldas de baixa qualidade

(FIGUEIREDO, 2000).

A alta condutividade térmica, o alto coeficiente de expansão linear e a

necessidade de maior aporte de calor podem causar consideráveis distorções

durante a soldagem do alumínio. Esta alta condutividade térmica torna a soldagem

do alumínio mais rápida que do aço, pois ela proporciona uma rápida solidificação

da poça de solda (ALCAN, 1993).

A alta condutividade térmica promove cordões com baixa molhabilidade e

penetração em seu início, onde o calor do arco é rapidamente distribuído pelo

27

material de base, dificultando a formação da poça metálica. Porém, à medida que a

solda avança, o metal de base continua recebendo calor do arco, o que proporciona

o aumento excessivo da penetração e molhabilidade, até o nível extremo onde a

geometria do cordão torna-se inadequada, exigindo a interrupção do processo. Essa

variação do cordão pode inviabilizar a soldagem em muitas situações, e por esse

motivo é necessário o controle sobre a quantidade de energia imposta à peça

(MARQUES, 2012).

Além dos defeitos citados, a alta condutividade térmica do alumínio pode levar

a problemas característicos de início de cordão como aparência insatisfatória,

penetração insuficiente e reforço excessivo (YOUNG & PICKIN, 1999).

Outro fator preocupante é a camada de óxido formada pela rápida oxidação

do alumínio. Isso acontece devido o alumínio reagir com o oxigênio do ar formando

uma camada superficial de óxido cujo ponto de fusão (≈2000ºC) é muito superior ao

do alumínio e que, durante a soldagem, pode formar uma barreira física impedindo o

contato e mistura do metal base fundido e do metal de adição e formando inclusões

na solda.

Este fato significa que tentar soldar o alumínio, sem primeiro remover o filme

óxido, resulta na fusão do metal de base bem antes da fusão do óxido, podendo

chegar à ausência completa de coalescência entre as superfícies a unir. Além disso,

a baixa condutividade térmica do óxido pode dificultar o fluxo de calor e contribuir

também para a falta de coalescência (MENDES DA SILVA, 2003).

Contudo, o alumínio ainda apresenta outro problema, a solubilidade do

hidrogênio sofre mudanças drásticas quando o alumínio passa do estado liquido

para o estado sólido, gerando uma espécie de espuma durante a solidificação. Altas

velocidades de soldagem podem favorecer a formação de porosidade da junta

soldada. Além disso, devido à baixa densidade do alumínio, o metal em fusão não

consegue expulsar a alumina (Al2O3), óxido aderente a superfície do material com

uma densidade superior a do próprio alumínio, o que pode provocar a inclusão

desfavorável de materiais estranhos no metal depositado (OKUMURA, 1982).

Embora essas propriedades sejam de valia para todas as ligas de alumínio,

será dado um foco maior para a soldabilidade das ligas da série 5xxx.

28

2.1.2.1 Soldabilidade da Liga AA5052

O magnésio é um dos elementos mais eficazes e largamente empregados na

formação de ligas de alumínio. As ligas da série 5XXX podem ser não apenas

ligadas ao magnésio como também ao magnésio e manganês. As ligas desta série

são as que apresentam as maiores resistências entre as ligas não tratáveis

termicamente, e por isso são de grande importância para aplicações estruturais. São

fabricadas principalmente na forma de chapas e lâminas, apenas ocasionalmente

como extrudados. E, entre os diversos campos de aplicação, elas destinam-se em

particular à área de transporte, como, por exemplo, na fabricação de vagões

ferroviários, embarcações, tanques rodoviários, veículos militares, carrocerias de

ônibus, furgões e outros (ALCAN, 1993).

As ligas desta série, com teor abaixo de 2,5% Mg (5052, 5252, 5005, 5050),

quando soldadas com os processos de fusão a arco ficam sujeitas à trinca durante a

fase de solidificação, caso o metal de adição utilizado tenha a mesma composição

química do metal da base. Além do que, o risco de trinca aumenta quando a solda é

depositada sobre condições de restrição, ou seja, as partes a serem unidas ficam

impedidas de movimentação (ALCAN, 1993).

Este problema é facilmente superado pelo aumento do teor de Mg da poça de

solda para mais de 3,0% Mg, o que pode ser feito mediante o uso de um metal de

enchimento adequado. Os metais de adição de classificação Al-5% Mg (ER 5356,

5556 e 5183) são muito eficazes e podem evitar trincas até mesmo em juntas com

movimentação restrita, nas quais há considerável diluição do metal base (ALCAN,

1993).

Embora as ligas de alumínio-magnésio sejam classificadas em não tratáveis

termicamente, a quantidade de magnésio solúvel nas temperaturas de recozimento

para as ligas Al-Mg, com mais que 4% Mg (como a ER 5083, 5086, 5056 e 5456), é

maior que a retida em solução-sólida na temperatura ambiente. Como resultado, se

estas ligas são severamente encruadas e mantidas por um longo tempo a

temperatura ambiente, ocorrerá a precipitação de Mg2Al3 ao longo de bandas de

deslizamento. Também, se estas ligas são expostas a altas temperaturas em

condições de recozimento, a precipitação ocorrerá ao longo de contornos de grãos.

Esta precipitação torna essas ligas susceptíveis à corrosão intergranular em

ambiente corrosivo (VIANA, 2011).

29

2.2 ARCO VOLTAICO NO ALUMÍNIO

O óxido de alumínio é péssimo condutor de eletricidade, por isso sua

presença dificulta o fluxo de corrente. Em ligas submetidas ao tratamento de

anodização (crescimento artificial da camada de alumina por meios eletroquímicos),

a espessura do filme óxido pode ser tal que chega a impedir a abertura do arco de

soldagem (ALCAN, 1993). Entretanto, mesmo que a espessura natural da camada

de óxido seja, normalmente, muito pequena, a mesma influi significativamente sobre

a resistividade total (MENDES DA SILVA, 2003).

Supõe-se que, em uma soldagem, o arco tenda a acompanhar a poça de

fusão e as regiões adjacentes, onde a espessura da camada de óxido seja menor.

Como o metal abaixo da superfície funde-se primeiro, pode-se prever um caráter

bastante errático do arco tentando acompanhar as posições com menor espessura

da camada de óxido. Esta mobilidade pode tornar o arco mais instável (VIEIRA JR.,

1999).

Falar em instabilidade do arco e sua relação com a camada de alumina

passam obrigatoriamente pelo entendimento de um dos métodos de remoção da

camada de óxido superficial no alumínio, o ataque catódico. Para utilização deste

método, o metal de base deve ser o cátodo e a existência de óxido é condição

necessária à emissão de elétrons e a consequente manutenção do arco (Emissão

de Campo). Assim, percebe-se o caráter dúbio da influência da camada superficial

de óxido na estabilidade do arco e, como consequência, na soldagem de alumínio

(MENDES DA SILVA, 2003).

2.3 PASSE DE RAIZ

A soldagem de passe de raiz é de fundamental importância para o sucesso do

processo de soldagem. Passes de enchimento e acabamento são também

relevantes, contudo, não são normalmente abordados nos trabalhos uma vez que as

características presentes nestes passes são inerentes à boa execução do processo

de soldagem no passe de raiz (JÚNIOR, 2010).

Descontinuidades relativas ao formato da penetração da raiz decorrem,

dentre outros, dos fatores presentes na soldagem como: abertura da junta, ângulo

do chanfro, dimensões da face (nariz) da raiz, ângulo da tocha em relação à direção

de soldagem, velocidade de soldagem, aporte térmico, manejo da tocha,

30

instabilidade do arco, falta de proteção gasosa, desempenho inadequado dos

equipamentos, entre outros (CANTRELL, 1982).

A utilização de eletrodo revestido, na maioria das vezes é a primeira opção

para procedimentos de passe de raiz, traz como principal problema a baixa

produtividade, além de ser um processo com elevado nível de respingos, fumos e

maior susceptibilidade a defeitos, comparando-se com os processos TIG e MIG

(PIGOZZO, 2013).

Algumas variantes do processo MIG/MAG, processos a laser e técnicas

avançadas do processo TIG (Key hole), vem sendo estudadas e, em alguns casos,

aplicadas, de modo a propiciar maiores produtividades, pois estas podem efetuar

passes com elevadas velocidades de soldagem e reduzem o tamanho da junta a ser

soldada (RIBEIRO, 2012).

2.4 PROCESSO DE SOLDAGEM MIG

O processo MIG/MAG, pela qualidade da solda, aliada com uma maior

produtividade, que normalmente é uma das necessidades das indústrias, é um dos

principais processos utilizados em soldagem a arco voltaico. Pode ser operado nos

modos semiautomático e automático, sendo aplicado praticamente em todos os

metais comerciais importantes (aço comum ao carbono, aços baixas ligas, aços inox

e resistente ao calor, alumínio, cobre, titânio e suas ligas). É capaz de executar

soldas em todas as posições se forem escolhidos gases de proteção, arames,

eletrodos e parâmetros de soldagem apropriados (MIRANDA, 1999). É utilizado na

fabricação e manutenção de equipamentos e peças metálicas, na recuperação de

peças desgastadas e no recobrimento de superfícies metálicas com materiais

especiais (MARQUES, 1991).

O processo MIG/MAG é a soldagem a arco com atmosfera gasosa onde a

união das peças metálicas ocorre pelo aquecimento destas com um arco elétrico

estabelecido entre um eletrodo nu, consumível, e a peça de trabalho. O arco e a

região da solda são protegidos contra contaminações da atmosfera por um gás ou

mistura de gases, que podem ser inertes ou ativos (MARQUES, 1991).

No processo de soldagem MIG/MAG (Figura 1), para materiais de fácil

oxidação, o gás deve ser inerte quimicamente, que é quando o gás ou mistura de

gases utilizados não reagem de forma significativa com a poça de fusão, de onde

vem a denominação MIG (Metal Inert Gas), e pode ser ativo para aços, que é

31

quando ocorre reação do gás com a poça de fusão, de onde provém a denominação

MAG (Metal Active Gas). O argônio e o hélio são exemplos de gases inertes e, o

oxigênio e o CO2 dissociado no arco, são exemplos de gases ativos.

Figura 1: Esquema do processo MIG (CRUZ, CABRAL, 2008)

Na soldagem do alumínio e suas ligas é preciso inicialmente limpar a camada

de óxido, pois a mesma tem alto ponto de fusão. No processo MIG consegue-se

solucionar este problema utilizando corrente contínua com eletrodo no positivo

(CC+). Nesta situação o arco remove a camada de óxido de alumínio e permite a

coalescência das bordas da junta e do metal de enchimento (ALTSHULLER, 1998).

Este tipo de remoção da camada de óxido é chamado de limpeza catódica. Quando

a soldagem é feita em CC+ o principal mecanismo de emissão de elétrons é

chamado de emissão por campo, ou seja, os elétrons são emitidos da peça de

trabalho para o eletrodo.

As principais vantagens deste processo são, (QUITES, 2002; MACHADO,

1996):

Processo semiautomático, podendo ser automatizado;

Maior produção de metal depositado em relação ao eletrodo revestido;

Longos cordões podem ser feitos sem parada, devido à alimentação

contínua do arame;

Grande versatilidade quanto à aplicação de materiais e espessuras;

Soldagem pode ser feita em todas as posições;

32

Limpeza mínima após a soldagem devido à inexistência de escória pesada;

Menor exigência de habilidade do soldador comparado ao processo com

eletrodo revestido;

As principais limitações deste processo são, (QUITES, 2002; MACHADO,

1996):

A variedade de arames disponíveis é relativamente pequena, cabendo

mencionar que materiais que não tenham suficiente ductilidade para

serem trefilados não podem ser transformados em arame maciço para

soldagem por este processo;

O equipamento de soldagem é mais complexo, mais caro e menos portátil

do que o do eletrodo revestido;

O arco deve estar protegido de correntes de ar que possa dispersar o gás

de proteção, dificultando a soldagem em campo;

Dificuldade na soldagem em locais de difícil acesso, pelo tamanho da

pistola de soldagem e pela proximidade entre o bocal e a peça exigida

pelo processo.

Conforme Biloni et. al. (1981), no processo MIG em alumínio, dependendo da

espessura do material e do gás de proteção, as velocidades de soldagem podem

variar entre 500 e 1000 mm/min e a velocidade de deposição pode chegar a 4,5

kg/h. De acordo com a ALCAN (1993) é muito comum velocidades de soldagem na

faixa de 300 a 800 mm/min e, na soldagem automática, tem sido registradas

velocidades da ordem de 2500 mm/min.

2.5 PROCESSO DE SOLDAGEM TIG

O processo TIG (do inglês Tungsten inert gas) é caracterizado por um arco

voltaico estabelecido entre um eletrodo de tungstênio dito não consumível, e a peça

a ser soldada. Um fluxo de gás inerte faz a proteção do eletrodo e da poça de fusão

à oxidação e também, ao ser ionizado, propicia a condução de corrente elétrica

(CIRINO, 2009).

No processo, pode-se utilizar adição ou não (solda autógena), e seu grande

desenvolvimento deveu-se à necessidade de disponibilidade de processos eficientes

de soldagem para materiais difíceis, como o alumínio e magnésio, notadamente na

33

indústria da aviação no começo da segunda grande guerra mundial. A Figura 2

mostra o esquema do processo TIG (BRACARENSE, 2000).

Figura 2: Esquema do processo TIG (SOLDATIG, 2014)

Quando relacionado ao modo de corrente utilizado nesse processo, tem-se do

tipo continua (positiva ou negativa), alternada ou ainda no modo pulsado, continua

ou alternada. Para materiais não ferrosos, como o magnésio e o alumínio é

comumente utilizada a corrente alternada ou continua positiva, esta utilizada nesse

estudo.

Neste modo de corrente, o polo positivo é constituído na tocha, enquanto o

negativo é estabelecido na peça a ser soldada. Desta forma, a retirada dos elétrons

é feito da peça para o eletrodo, possibilitado um limpeza catódica eficiente, além de

um consumo menor do eletrodo devido à concentração de calor ser no polo

negativo. No entanto, a penetração é menor do que a corrente continua negativa.

As principais vantagens deste processo são, (BRACARENSE, 2000):

Produz soldas de qualidade superior, geralmente livres de defeitos;

Está livre dos respingos que ocorrem em outros processos a arco;

Pode ser utilizado com ou sem adição;

Permite excelente controle na penetração de passes de raiz;

Pode produzir excelentes soldagens autógenas (sem adição) a altas

velocidades;

Utiliza-se de fontes de energia de baixo custo;

34

Permite um controle preciso das variáveis da soldagem;

Pode ser usado em quase todos os metais, inclusive metais dissimilares;

Permite um controle independente da fonte de calor e do material de

adição.

Das limitações pode-se destacar (BRACARENSE, 2000):

Taxas de deposição inferiores com processos de eletrodos consumíveis;

Há necessidade de maior destreza e coordenação do operador em relação

ao SMAW e GMAW;

É menos econômico que os processos de eletrodos consumíveis para

espessuras de 10 mm;

Há dificuldade de manter a proteção em ambientes turbulentos;

Pode haver inclusões de Tungstênio, no caso de haver contato do mesmo

com a poça de soldagem;

Pode haver contaminação da solda se o metal de adição não for

adequadamente protegido;

Há baixa tolerância a contaminantes no material de base ou adição;

Vazamento no sistema de refrigeração pode causar contaminação ou

porosidade sopro ou deflexão do arco, como em outros processos.

2.5.1 TIG alimentado

Entende-se por processo TIG-A como uma variante do processo TIG

convencional, porém a adição de metal não é mais praticada de forma manual, mas

automática, através de um equipamento denominado sistema tracionador de arame

(RIBEIRO, 2012).

Existem estudos datados da década de 1960, descrevendo ensaios com

alimentação automática de arame que já buscavam maiores produtividades para o

processo TIG (DELGADO, 2000). É possível encontrar casos em que a

produtividade aumentou na ordem de 800% quando aplicado alimentação

automática comparada a manual em se tratando dos tempos de soldagem

(RICHARDSON, 1995).

O processo TIG com alimentação automática de arame é indicado para uma

ampla variedade de aplicações, tais como soldas críticas em vasos de pressão à alta

temperatura e soldas de fabricação em equipamentos para serviço criogênico (à

35

baixa temperatura). Ele serve também á aplicações como passe de raiz em soldas

de membros estruturais altamente críticos e soldagem de tubos de aço carbono na

construção de plataformas de petróleo Offshore (DELGADO, 2000).

Devido à alimentação contínua e automática do arame, podem-se produzir

cordões uniformes ao longo de toda a sua extensão. Esta uniformidade do cordão é

difícil de conseguir com a alimentação manual do arame, além do que, sendo fixo o

comprimento da vareta utilizada pelo soldador, obriga-o a substituí-la regulamente e,

assim, é interrompida a continuidade do processo (DELGADO, 2000).

2.5.1.1 Arame frio (cold wire)

No processo “Cold Wire” o arame de adição é alimentado a temperatura

ambiente sendo que a velocidade do arame está relacionada, basicamente, com a

corrente utilizada no arco voltaico (OLIVEIRA, 2001).

A adição automática de arame é uma alternativa melhor quando se deseja

aliar qualidade e taxa de produção nos processos TIG e PLASMA. Nesta situação, é

adicionado material na forma de arame bobinado, em muitos casos, o mesmo

utilizado no processo MIG/MAG. O arame é movimentado até a tocha de soldagem

através de um cabeçote tracionador, de forma contínua com velocidade controlada.

Ao chegar na pistola de soldagem, o arame é conduzido ao arco voltaico através de

um sistema direcionador (OLIVEIRA, 2001). A Figura 3 mostra a tocha TIG-A.

Figura 3: Tocha TIG-A

36

O processo TIG com alimentação de arame frio apresenta uma alta

estabilidade do arco, com baixos níveis de respingos e ainda garante uma elevada

qualidade do depósito, aumentando com isso a eficiência de deposição. A

alimentação automática de arame neste processo garante uma maior taxa de

deposição quando comparado com o processo de alimentação manual (MIRANDA,

2011).

2.5.1.2 Arame quente (hot wire)

Em princípio, este processo pode reunir todas as características encontradas

no processo Arame Frio, porém, possui a peculiaridade de estabelecer um pré-

aquecimento do arame, antes deste entrar em contato com o arco voltaico. Isto

provoca um aumento na energia total do sistema, viabilizando um aumento na taxa

de deposição de arame (DELGADO, 2000). É uma técnica utilizada nos processos

TIG e PLASMA.

O aquecimento é promovido pela passagem de corrente elétrica através de

um comprimento determinado de arame, antes que este entre em contato com o

arco voltaico (OLIVEIRA, 2001).

Uma vez que o arame é pré-aquecido, podendo chegar a uma temperatura de

até 300°C, ele não absorve uma energia tão elevada do arco para se fundir, como

absorveria à temperatura ambiente (DELGADO, 2000).

2.6 DESCONTINUIDADE

Segundo Modenesi (2001) designa-se como descontinuidade a qualquer

interrupção da estrutura típica (ou esperada) de uma junta soldada. Neste sentido,

pode-se considerar como descontinuidade a falta de homogeneidade de

características físicas, mecânicas ou metalúrgicas do material ou da solda.

Existem vários tipos de descontinuidades que podem ocorrer na soldagem do

alumínio, tais como: porosidade, inclusão, mordedura, falta de penetração e trincas

de solidificações.

37

2.6.1 Porosidade

Porosidade é formada pela evolução de gases, na junta da solda durante a

solidificação da zona de fusão. Os poros têm usualmente um formato esférico,

embora poros alongados (porosidade vermiforme) possam ser formados, em geral,

associados com o hidrogênio (MODENESI, 2001), ilustrado na Figura 4.

.

Figura 4: Formação de porosidade em uma junta soldada (SENAI-MG, 2004)

É fato bem demonstrado que uma quantidade pequena de porosidade

esférica, dispersa uniformemente através da solda, tem pouca ou nenhuma

influência sobre a resistência da junta. Todavia, se a porosidade estiver presente em

grande quantidade ou alinhada, a resistência e ductilidade da junta ficam

comprometidas.

Quanto à sua distribuição na solda, a porosidade pode ser dividida em: (a)

uniformemente distribuída, (b) agrupada (associada, em geral, com pontos de

abertura ou de interrupção do arco) e (c) alinhada (que ocorre, em geral, no passe

de raiz), conforme a Figura 5 (MODENESI, 2001).

(a) (b) (c)

Figura 5: Formas de distribuição de porosidade: (a) distribuída, (b) agrupada e

(c) alinhada (FAGUNDES, 2010)

38

O hidrogênio é o único gás que é significativamente insolúvel em alumínio,

considerando que o diâmetro atômico do hidrogênio é menor que o do alumínio,

conseguindo melhor solubilidade. Quando submetida a temperaturas inferiores à de

fusão do alumínio, a solubilidade do hidrogênio aumenta em percentuais pequenos

em relação ao aumento maior de temperatura, devido ao alumínio ainda se

encontrar no estado sólido. Quando o alumínio passa para o estado líquido, a

absorção do hidrogênio se torna mais intensa, resultado do crescimento dos

espaços Inter atômicos. A partir do momento que o metal está totalmente líquido a

absorção do hidrogênio volta a acontecer em percentuais menores até que chegue a

um limite de solubilidade do hidrogênio dentro do alumínio, como mostra o gráfico da

Figura 6 (DEVLETIAN, J.H.; WOOD, W.E., 1984).

Figura 6: Solubilidade do alumínio no hidrogênio (DEVLETIAN; WOOD, 1987)

Desta forma, conclui-se que a principal forma para formação da porosidade é

a introdução de hidrogênio proveniente de fontes externas, tais como: vapor d’água,

óleo, graxa, etc., dentro da atmosfera do arco de modo que, assim, o hidrogênio

penetra na poça de fusão.

O gás pode entrar na poça de fusão provindo basicamente de três fontes

principais: o conteúdo de hidrogênio inicial do metal base, do metal de adição e o

39

gás de proteção. Podem-se resumir as fontes de contaminação por hidrogênio,

causadoras da porosidade, da seguinte forma:

- Através do metal de adição, sendo que o mesmo, independente de sua

qualidade original, podendo contaminar-se durante o manuseio ou na armazenagem;

- As condições superficiais do metal de base (DEVLETIAN; WOOD,

1987) demonstram que a camada superficial do alumínio, composta por óxido de

alumínio (Al2O3), retém umidade e contaminantes que contribuem na formação de

porosidade. Óxidos, hidrocarbonetos e umidade nas superfícies do metal base

proporcionam a dissociação do hidrogênio quando aquecidos pela ação do arco

elétrico;

Os possíveis contaminantes, presentes no metal base podem ser

classificados em:

a) Compostos formados pela reação entre a atmosfera e a superfície do

metal e produtos corrosivos;

b) Substâncias física ou quimicamente adsorvidas pela camada de óxido,

como água, óleo, graxas, solventes, etc.

2.6.2 Inclusão de escória

Este termo é usado para descrever partículas de óxido e outros sólidos não-

metálicos aprisionados entre passes de solda ou entre a solda e o metal de base

(Figura 7). Em vários processos de soldagem, uma escória é formada por materiais

pouco solúveis no metal fundido e que tendem a sobrenadar na superfície da poça

de fusão devido à sua menor densidade. Uma manipulação inadequada do eletrodo

durante a soldagem pode fazer com que parte da escória escoe a frente da poça de

fusão aprisionando-a sob o cordão. Adicionalmente, na soldagem com vários

passes, parte da escória depositada com um passe pode ser inadequadamente

removida e não ser refundida pelo passe seguinte ficando aprisionada sob este

passe. Diversos fatores podem dificultar a remoção da escória, incluindo, a formação

de um cordão irregular ou o uso de um chanfro muito fechado. Este tipo de

descontinuidade aparece, em geral, com uma forma alongada em radiografias.

Inclusões de escória podem agir como concentradores de tensão favorecendo a

iniciação de trincas (MODENESI, 2001).

40

Figura 7: Inclusão de escória na solda (MODENESI, 2001)

2.6.3 Mordeduras

Este termo é usado para descrever reentrâncias agudas formadas pela ação

da fonte de calor do arco entre um passe de solda e o metal de base ou um outro

passe adjacente. Quando formada na última camada do cordão, a mordedura causa

uma redução da espessura da junta e atua como um concentrador de tensões

(Figura 8). Quando formada no interior da solda, ela pode ocasionar a formação de

uma falta de fusão ou de inclusão de escória. Mordeduras são causadas por

manipulação inadequada do eletrodo, comprimento excessivo do arco e por corrente

ou velocidade de soldagem elevadas. A tendência à formação desta

descontinuidade depende também do tipo de consumível (eletrodo, fluxo ou gás de

proteção) usado (MODENESI, 2001)

Figura 8: Mordedura na solda (MODENESI, 2001)

2.6.4 Falta de penetração

O termo refere-se à falha em se fundir e encher completamente a raiz da junta

(Figura 9). A falta de penetração é causada por diversos fatores, destacando-se a

manipulação incorreta do eletrodo, um projeto inadequado da junta (ângulo de

chanfro ou abertura da raiz pequena) ou, alternativamente, a escolha de um eletrodo

muito grande para um dado chanfro (em ambos os casos, torna-se difícil, ou

impossível, direcionar o arco para a raiz da junta) e o uso de uma baixa energia de

soldagem. Falta de penetração causa uma redução da seção útil da solda além de

ser um concentrador de tensões. Deve-se ressaltar que, frequentemente, juntas são

especificadas para terem penetração parcial. Nesses casos, a falta de penetração,

41

desde que mantida nos limites especificados não é considerada como um defeito de

soldagem (MODENESI, 2001)

Figura 9: Falta de penetração na solda (MODENESI, 2001)

2.6.5 Trincas de solidificação

Trincas têm origem metalúrgica e podem ser consequência do processo de

fabricação anterior à soldagem, do próprio processo de soldagem ou ainda das

condições de serviço a que o componente soldado será submetido (MENDES DA

SILVA, 2003).

As trincas decorrentes do processo de soldagem podem ser de vários tipos e

ter diferentes causas de formação. De uma forma geral, pode-se dizer que estas

causas de formação são resultados da susceptibilidade do material de base e do

ciclo térmico a que a liga foi submetida (MENDES DA SILVA, 2003).

Estes tipos de trincas (decorrentes do processo de soldagem) podem ser

agrupados em duas grandes categorias, ou seja, trincas a frio e a quente, segundo

definição da Associação Americana de Soldagem. As trincas a frio ocorrem após a

solidificação da solda e estão geralmente associadas à presença de hidrogênio. As

trincas a quente ocorrem em temperaturas elevadas, próximas ao ponto de fusão e

durante a solidificação da solda (Wainer et al., 1992).

As trincas à quente devidas à soldagem são classificadas como trincas de

solidificação e trincas de liquação. A trinca de liquação, embora resultado de

semelhante mecanismo de formação, ocorre em regiões sólidas (zona afetada de

calor). Já as trincas de solidificação têm origem em um mecanismo de segregação

metalúrgica e ocorrem na zona fundida (ZF) (MENDES DA SILVA, 2003).

As trincas de solidificação podem apresentar-se de diversas formas,

denominadas de acordo com seu local de aparecimento e sua orientação. As

denominações mais comuns para este tipo de trinca de solidificação são: trincas de

crateras, trincas longitudinais e trincas transversais no cordão (Okumura &

Taniguchi, 1982).

As trincas de cratera são originadas pela interrupção repentina do arco

voltaico, o que ocasiona o fenômeno de rechupe tão logo a poça de fusão se

42

solidifique, já que não há mais material para preencher o vazio decorrente da

contração de solidificação da poça fundida. Isto ocorre mais nitidamente no alumínio,

devido ao fato do alumínio fundido contrair cerca de 6% do seu volume quando se

solidifica, cerca de duas vezes mais do que o ferro. As tensões térmicas, aliadas às

condições favoráveis do metal durante a formação do rechupe, provocam as trincas,

que por semelhança visual, são chamadas de cratera (MENDES DA SILVA, 2003).

As trincas longitudinais no cordão são ocasionadas por tensões transversais

através da junta e perda da resistência mecânica do metal de solda durante a

solidificação, sendo bastante comuns em soldas de alumínio. Já as trincas

transversais no cordão não são comuns em soldas de alumínio e as tensões devem

ser paralelas ao eixo da solda (MENDES DA SILVA, 2003).

2.7 DILUIÇÃO

Chama-se diluição da solda à quantidade do metal de base que se funde e

participa da formação do metal de solda. A participação do metal de base na

composição química do metal de solda ocorre sempre nos processos de soldagem

por fusão, pois esta é a única forma de assegurar que haja a continuidade no

conjunto soldado (Nadezhdin; Davison, 2004). Contudo, é possível reduzir a valores

mínimos este nível de participação (diluição) em algumas aplicações.

A diluição depende do tipo de junta, tipo de processo e parâmetros utilizados.

Pode variar desde poucos percentuais, indicado para a soldagem de revestimento,

até 100%, na soldagem autógena (sem adição de consumível), sendo o seu valor

usual na faixa de 20 a 40% para os processos de soldagem por fusão convencionais

(RYUICHI; HIROSHIGE, 2005).

O efeito da diluição nas transformações que podem ocorrer durante a

soldagem é maior quando se solda materiais dissimilares (Silva et al., 2009). A

mistura das composições entre o metal de adição e o metal de base pode favorecer

uma composição intermediária e propriedades totalmente diferentes daquelas que

se esperaria para a solda (CALLISTER, 2006).

Kou (2002) mostra a variação da temperatura solidus em função da diluição

de dois materiais de bases, AA 6061 e AA 6082. Nestas condições, o material de

adição ER 4043 possui uma faixa de diluição de 0 a 100% tanto para o material de

base AA 6082, quanto para o ER 6061. Já o ER 5356 apresenta um comportamento

negativo para valores de diluição acima de 45% quando aplicado ao material de

43

base AA 6082. Quando comparado ER 6061, o comportamento de ambos os

materiais de adição é semelhante, sem efeito negativo para altas diluições.

Além disso, pode-se observar que a temperatura solidus do AA 6061 é maior

do que a temperatura solidus das soldas realizadas com os materiais de adição ER

4043 e ER 5356, portanto ficando livre de trincas de liquação, a não ser o ER 5356

quando aplicado a altos valores de diluição. A Figura 10 mostra tal comportamento.

Figura 10: Comportamento da diluição em ligas de alumínio (KOU, 2002)

44

3 MATERIAIS E MÉTODOS

3.1 MATERIAL DE ADIÇÃO

Dos materias de adição, foram escolhidos os ER 4043 e ER 5356. O primeiro

foi determinado devido Andrade (2012) conseguir resultados satisfatórios em seu

trabalho soldando chapas testes na liga AA5052. Outro fator é a fácil soldabilidade

deste consumível devida sua boa fluidez, favorecendo a obtenção de elevados

resultados de rendimento.

Já o segundo citado, foi escolhido por ser da mesma classe do material de

base. Este possui excelente resistência à corrosão e altas características mecânicas,

além de ser aplicado na indústria automobilística, naval e na fabricação de tanques

(SOLDOR, 2014). A Tabela 2 apresenta a composição quimica dos dois materiais de

adição.

Tabela 2: Composição quimica dos materiais de adição (HARRIS-BRASTAK, 2014)

ER 4043 (%)

Al Si Fe Cu Mn Mg Cr Zn Ti Be

Balanço 4,5-

6,0

0,8 0,30 0,05 0,05 - 0,10 0,20

0,0003

ER 5356 (%)

Balanço 0,25 0,40 0,10 0,05-

0,20

4,5-

5,5

0,05-

0,20

0,10 0,06-

0,20

0,0003

3.2 GÁS DE PROTEÇÃO

Segundo a literatura, os gases mais utilizados na soldagem de alumínio são o

argônio e o hélio ou uma mistura desses dois gases. No entanto o argônio é o de

uso mais geral, por ser o mais barato, além de proporcionar boas propriedades na

soldagem. Portanto, foi escolhido o argônio como gás de proteção para a realização

do presente trabalho com a vazão de 15 l/min.

45

3.3 ELETRODO NÃO CONSUMÍVEL

Utilizou-se o eletrodo de tungstênio puro, de 2,4 mm de diâmetro, e afiação de

45°, sendo afiado para cada corpo de prova e a uma distância bico de contato-peça

(DBCP) igual a 3,2 mm. Para esse eletrodo foi utilizado um bocal cerâmico de

numero 8.

3.4 CORPO DE PROVA

O metal de base utilizado foi a liga de alumínio AA 5052, na forma de chapa,

com dimensões de 1650 x 2000 x 12,75 mm (largura x comprimento x espessura). A

composição química, propriedades mecânicas e temperatura de fusão estão

dispostas nas Tabelas 3 e 4.

Tabela 3: Percentual (%) de elementos em peso na liga AA 5052 (NOVELIS, 2006)

Al Fe Cu Mn Mg Cr Zn Outros Si

Balanço 0,40 0,10 0,10 2,20- 2,80

0,15- 0,35

0,10 0,15 0,25

Tabela 4: Propriedades mecânicas da liga AA5052 (NOVELIS, 2006; GGD, 2015)

Limite de resistência a tração (MPa) 170 – 215

Tensão de escoamento (MPa) 65

Temperatura de fusão (°C) 595 - 650

Para a preparação das juntas a soldar, primeiro foi realizado o seccionamento

utilizando processo de corte a plasma (Figura 11), com posterior acabamento e

ajuste da dimensão com auxílio de uma serra hidráulica.

46

Figura 11: Preparação para o corte das chapas com o processo a plasma

Inicialmente os corpos de prova foram cortados nas dimensões 100 x 200 x

12,75 mm, depois foram realizados dois tipos de chanfro (em V e em gola) com o

auxílio de uma fresa, ambos utilizados por FAGUNDES (2014) e PIGOZZO (2013)

em seus trabalhos, conforme ilustrados nas Figuras 12 e 13, respectivamente.

Figura 12: Esquema do chanfro em V

47

Figura 13: Esquema do chanfro em gola diferenciando abertura da raiz

3.5 MÉTODOS

A Tabela 5 mostra os fatores e níveis do planejamento experimental. Foram

propostas 12 combinações de parâmetros, cada uma com 3 repetições, totalizando

36 testes. Salientando que para os ensaios com o processo TIG-A, foram utilizados

apenas a configuração de chanfro que apresentaram melhores resultados no

processo MIG.

Tabela 5: Fatores e níveis do planejamento experimental

ER5356 ER4043

CH em V CH em V com gola CH em V CH em V com gola

α T (mm) L (mm) α T (mm) L (mm)

MIG-P

CC+

80º 2,0 1,5 80º 2,0 1,5

1,0 1,0

TIG-A 80º 2,0 1,5 80º 2,0 1,5

1,0 1,0

48

Sabendo que os corpos de prova serão submetidos a dois processos de

soldagem (TIG-A e MIG-P CC+), a Tabela 6 apresenta os parâmetros utilizados

neste trabalho obtidos através da literatura e de ensaios preliminares além do

parâmetro de comparação entre os dois processos, ou seja, a taxa de deposição

(Equação 1) para uma mesma corrente de soldagem.

Tabela 6: Parâmetros ajustados e fixos

MIG-P CC+ TIG-A

A 22,5 -

I(A) 150,0

Vs(cm/min) 47,8 10,0

Va(m/min) - 1,4

Nº de passes 1

Tipo de tecimento Linha reta

VA/Vs 14

Ângulo de ataque da

tocha

90°

Tp (s) - 0,5

Tb (s) - 0,5

DBCP (mm) 15,0 21,7

Td = Va/Vs (1)

Onde,

Td = Taxa de deposição

Va = Velocidade de alimentação

Vs = Velocidade de Soldagem

Por ser um processo com maior sensibilidade do arco elétrico, os parâmetros

foram determinados primeiramente para o processo TIG-A, logo em seguida

correlacionado através do parâmetro de comparação para o processo MIG-P CC+.

49

3.5.1 Métodos de avaliação

Como fase de avaliação preliminar da solda, foi observada a presença ou não

de defeitos tais como de mordeduras, porosidade e trincas de solidificação. Logo em

seguida foi realizada metalografia para avaliar possíveis defeitos e micrografia tanto

na zona fundida como na zona termicamente afetada, assim como medição da

diluição. O lixamento foi realizado com as granulometrias 220, 320, 400, 600, 1000,

e 1200 Mersh, seguido do polimento com alumina de 1µm e do ataque com o

reagente Poulton (HCL conc, HNO3 conc, HF 48% E H2O) (HANDBOOK, 2003). Foi

avaliado o centro dos corpos de prova, transversal ao cordão de solda, teoricamente

por se tratar da ultima zona a se solidificar da solda.

O cálculo do percentual da diluição (Equação 2) (Figura 14) foi utilizado para

verificar se as soldas estariam dentro da faixa de formação de trinca de solidificação.

D = (A + A’) / (A + A’) + B X 100 (2)

Onde,

D = Diluição

A = Área A

A = Área A’

B = Área B

Figura 14. Demonstração das áreas para o cálculo de diluição

O ensaio de microdureza foi empregado para avaliar possíveis variações na

região da solda. Foi utilizado o modelo MV2000A (Pantec), com uma carga de 50 gf

(0,49 N). A Figura 15 mostra a secção retirada de cada corpo de prova para

visualização microestrutural, além da região onde foi realizado os ensaios de

microdureza.

50

Figura 15: Secção retirada de cada corpo de prova para metalografia e microdureza

O ensaio radiográfico, realizado no LABSOLDA, permitiu a detecção de

possíveis porosidades nas soldas.

3.6 EQUIPAMENTOS

A fonte de soldagem da IMC DIGIplus A7 foi escolhida para realização do

estudo (Figura 16). Esta possui um avançado processador ARM de 32 bits, o que

permite operar com várias modalidades de soldagem e elevado desempenho no

controle do arco e da transferência metálica (IMC, 2014). A Tabela 7 delineia as

principais características técnicas deste equipamento.

Figura 16: Fonte de soldagem (IMC, 2014)

Tabela 7: Características técnicas da fonte de soldagem

51

Tensão de Alimentação (V) 220, 380, 440, Trifásica

Tensão em vazio (V) 50/68/85

Corrente (A) Continua ou pulsada

Corrente nominal (A) 280 (100 % de ciclo de trab.)

Potência máx. consumida (kW) 10

Fator de Potência 0,94

Para a aquisição dos valores médios, eficazes e instantâneos da tensão e

corrente, além dos valores médios da velocidade de adição de material, foi

adicionada à bancada de soldagem o Sistema de Aquisição Portátil (SAP), conforme

ilustra a Figura 17.

Figura 17: Sistema de Aquisição Portátil IMC (2014)

Com a finalidade de conseguir o maior grau de repetitividade nos ensaios, foi

adotado um mecanismo de deslocamento uniforme da tocha (TARTILOPE V2F),

desconsiderando assim qualquer interferência da velocidade de soldagem no

decorrer dos experimentos, conforme ilustra a Figura 18.

52

Figura 18: Mecanismo de deslocamento uniforme da tocha (LABSOLDA, 2014)

Além de submeter a tocha de soldagem a uma velocidade de soldagem

constante, este mecanismo possibilita a realização de três diferentes modos de

deslocamento da tocha, ou seja, o tecimento no ato da soldagem, retangular,

trapezoidal, linha reta e triangular, este penúltimo escolhido para o presente estudo.

Por fim, a bancada experimental utilizada para a realização deste estudo ficou

configurada conforme a Figura 19 ilustra.

Figura 19: Bancada experimental (A-Tartílope; B-Cilindro de gás; C-Alimentador; D-

Refrigerador; E-Fonte de soldagem; F-SAP)

A

B

C D

E

F

53

4 RESULTADOS E DISCUSSÃO

4.1 RESULTADOS PRELIMINARES

Iniciaram-se os testes com o processo TIG-A e foram estabelecidas 3

correntes para usar como referência, estas 110, 120 e 130 A. Porém as duas

primeiras correntes, a fusão do arame e do material de base não ocorreu como o

esperado. Partiu-se então para corrente de 130 A, mas ainda continuou a ocorrer

falta de fusão. Desta forma foram ajustados velocidade de alimentação de arame,

velocidade de soldagem e tempo de abertura de arco. Porém não foram obtidas

soldas satisfatórias, como mostra a Figura 20.

Figura 20: Solda realizada com corrente de 130 A.

Com isso, optou-se por modificar novamente a corrente, buscando eliminar tal

problema. Desta forma a corrente foi elevada para 140 A, solucionando o problema

de falta de fusão. No entanto foi verificado no decorrer da solda mordeduras e

alguns furos devido a uma velocidade de soldagem inadequada conforme mostra a

Figura 21.

54


Portanto, foi realizado um novo teste com a mesma corrente, mesmo tempo

de abertura de arco e mesma velocidade de alimentação de arame, porém

aumentando gradativamente a velocidade de soldagem a cada novo teste. Com

estes parâmetros foi possível eliminar o problema dos furos com o decorrer da solda.

No entanto a soldagem continuou com mordeduras, surgindo um novo defeito,

rugosidade, como mostra a Figura 22.


Para sanar tais problemas, aumentou-se a intensidade de corrente de 140

para 150 A, bem como a velocidade de arame que passou de 1,3 para 1,4 m/min.

Com essas modificações foi possível obter uma solda de qualidade sem defeitos

visuais. A Figura 23 evidencia o cordão de solda.

55

Figura 23. Cordão de solda com corrente de 150 A

Os parâmetros de soldagem para o processo MIG-P CC+ foram configurados

a partir dos ensaios realizados com o processo TIG-A. Foi estabelecida então a

mesma corrente de 150 A. Já a velocidade de soldagem foi fixada a partir da taxa de

deposição de material mencionada no capítulo 3.5. Assim como no processo TIG-A,

os ensaios realizados no processo MIG-P CC+ com esses parâmetros foram

satisfatórios para dar continuidade no estudo.


PELO PROCESSO MIG-P CC+ UTILIZANDO OS ARAMES ER 5356 E ER 4043

A Tabela 8 exibe a diferença de corrente e tensão eficazes e velocidade de

alimentação média entre os arames. Isto pode estar associado com a porcentagem

de magnésio ser maior no arame ER 5356, exigindo uma maior intensidade de

corrente para a fusão do material, conforme citado no capítulo 2.1.


chanfro em V, utilizando os arames ER 4043 e ER 5356

Repetição Ue (V) Ie (A) Vam (m/min) Em (J)

MV4

1º 23,6 172,0 6,8 122170,0

2º 22,3 176,0 6,8 186490,0

3º 22,9 177,0 6,7 139911,0

MV5

1º 23,9 184,0 8,8 209023,0

2º 24,5 185,0 8,8 134246,0

3º 23,1 184,0 8,9 127491,0

56

As imagens da Figura 24 mostram que as soldas realizadas com o processo

MIG-P CC+ utilizando o chanfro em V com os arames ER 4043 (MV4) e ER 5356

(MV5) visualmente foram de qualidade. Porém quando comparado o cordão de solda

realizado com o arame ER 5356 e ER 4043, notou-se que o primeiro apresentou

uma molhabilidade maior. Acredita-se que essa diferença é resultado da

intensidade de corrente na soldagem ter sido maior nos corpos de prova soldados

com o arame ER 5356, resultado da presença de magnésio na composição química

do mesmo.

MV4 MV5

Figura 24: Corpos de prova soldados com o processo MIG-P CC+, chanfro em V, utilizando os arames ER 4043 e ER 5356

Nota-se na Figura 25 um comportamento na forma de onda semelhante entre

os dois arames, salvo o tempo em que os valores de tensão se mateve maior para o

arame ER 5356 do que o ER 4043. Acredita-se que tal fenômeno também pode está

associado a concentração de magnésio no arame, devido o mesmo dificultar a

fusão, conforme mencionado no capítulo 2.1.

MV4 MV5

Figura 25: Oscilogramas das soldas com o processo MIG-P CC+, chanfro em V, utilizando os arames ER 4043 e ER 5356

57

As Figuras 26 e 27 apresentam as microestruturas dos corpos de prova

soldados com ambos os arames. Percebe-se a formação de grãos grosseiros

quando utilizado o arame ER 4043 na ZF (Figura 26). Já o arame ER 5356

apresentou um refino de grão na zona fundida. Isto está associado a presença de

cromo na composição quimica do arame ER 5356, elemento refinador, conforme

citado no Capítulo 2.1.

Figura 26: Micrografias das soldas com o processo MIG-P CC+, chanfro em V com o ER 4043

58

Figura 27: Micrografias das soldas com o processo MIG-P CC+, chanfro em V com o ER 5356

Foi constatada a presença de porosidade do tipo esférica nos corpos de

prova soldados com os dois arames. No entanto, tal descontinuidade não influenciou

de forma negativa a qualidade da solda, visto que o nivel de porosidade observado

nas chapas soldadas com os dois arames foi baixo, principalmente naqueles

soldados com ER 5356, conforme as Figuras 28 e 29.

59

Figura 28: Raio-x das soldas com o processo MIG-P CC+, chanfro em V com o ER 4043

Figura 29: Raio-x das soldas com o processo MIG-P CC+, chanfro em V com o ER 5356

Em relação microdureza, foram constatados maiores valores na ZF para os

corpos de prova soldados com o arame ER 5356, como mostram as Figuras 30 e 31.

Isto esta relacionado a presença de magnésio na composição química do arame ER

5356, agente endurecedor.


chanfro em V e arame ER 4043

60


chanfro em V e arame ER 5356

4.3 ANÁLISE DOS CORPOS DE PROVA COM CHANFRO EM GOLA (L=1,0 mm)


ER 4043

A Tabela 9 exibe os valores de corrente e tensão eficazes e velocidade de

alimentação média entre os arames. Diferente do que ocorreu no chanfro em V, para

este chanfro a variação de corrente e tensão foi menor. Entretanto para alimentação

de arame o comportamento foi semelhante ao do chanfro em V, com valores

maiores para o arame ER 5356. A Figura 32 mostra que a solda MG24 (MIG-P CC+

com chanfro em gola de 2,00 mm utilizando o arame ER 4043) se mostrou

visualmente satisfatória, apresentando uma leve mordedura em um dos lados. O

mesmo não ocorreu na solda MG25 (MIG-P CC+ com chanfro em gola de 2,00 mm

utilizando o arame ER 5356), apresentando falta de fusão, mordeduras em ambos os

lados e falta de continuidade na solda.

61


chanfro em gola (L=1,0 mm), utilizando os arames ER 4043 e ER 5356


MG24

1º 23,5 173,0 6,9 750774,0

2º 23,4 174,0 6,7 743614,0

3º 23,5 172,0 6,8 751201,0

MG25

1º 24,6 175,0 8,8 762506,0

2º 24,3 176,0 8,8 761822,0

3º 26,0 171,0 9,0 779026,0

MG24 MG25

Figura 32: Corpos de prova soldados com o processo MIG-P CC+, chanfro em gola (L=1,0 mm), utilizando os arames ER 4043 e ER 5356

Em relação a forma de onda foi detectado o mesmo comportamento do

chanfro em V, tanto para o ER 4043 como ER 5356 (Figura 33), mostrando que o

tipo de chanfro não influenciou no comportamento da onda, corrente e tensão,

reforçando que o único agente responsavel por tal fenomeno foi o magnésio,

presente no arame ER 5356.

62

MG24 MG25

Figura 33: Oscilogramas das soldas com o processo MIG-P CC+, chanfro em gola (L=1,0 mm), utilizando os arames ER 4043 e ER 5356


soldados com ambos os arames. Foi observado comportamento semelhante ao visto

nas soldas com chanfro em V, com a presença de grãos grosseiros quando utilizado

o ER 4043 e a presença de grãos refinados quando aplicado o ER 5356. No entanto,

para esta configuração de chanfro foi detectado uma maior porcentagem de poros.

Isto pode estar associado à área do chanfro a ser preenchida ser maior do que o

chanfro V. Isto fica claro quando se observa as Figuras 36 e 37.

63

Figura 34: Micrografias das soldas com o processo MIG-P CC+, chanfro em gola (L=1,0 mm) com o ER 4043

64


65

Figura 36: Raio-x das soldas com o processo MIG-P CC+, chanfro em gola (L=1,0 mm) com o ER 4043



corpos de prova soldados com o arame ER 5356, da mesma forma como aconteceu

no chanfro em V. Porém, a diferença de valores entre o material de base e o material

fundido foi mais evidente para esta configuração de chanfro, como mostram as

Figuras 38 e 39. Acredita-se que este fenômeno pode está associado a taxa de

resfriamento ter sido maior nesta situação devido a area do chanfro ser maior do que

a do chanfro em V.

66

Figura 38: Microdurezas dos corpos de prova soldados com o processo MIG-P CC+, chanfro em gola com 1,0 mm e arame ER 4043

Figura 39: Microdurezas dos corpos de prova soldados com o processo MIG-P CC+, chanfro em gola com 1,0 mm e arame ER 5356

4.4 ANÁLISE DOS CORPOS DE PROVA COM CHANFRO EM GOLA (L=1,5 mm)


ER 4043

A Tabela 10 exibe os valores de corrente e tensão eficazes e velocidade de

alimentação média entre os arames. Para esta configuração de chanfro, a variação

de corrente e tensão foi menor quando comparado os dois materiais de adição.

67

Entretanto, para alimentação de arame, o comportamento foi semelhante ao do

chanfro em V, com valores maiores para o arame ER 5356.


chanfro em gola (L=1,5 mm), utilizando os arames ER 4043 e ER 5356


MG34

1º 23,5 168,0 6,8 722909,0

2º 23,8 167,0 6,8 695079,0

3º 23,6 174,0 6,6 754188,0

MG 35

1º 23,6 180,0 8,9 765678,0

2º 24,2 175,0 8,9 757070,0

3º 24,7 173,0 8,9 743502,0

As imagens da Figura 40 mostram que a solda realizada com o arame ER

4043 ficou visualmente satisfatória, apresentando uma leve mordedura em um dos

lados, assim como o chanfro anterior. No entanto, com o arame ER 5356 ao

contrario do que foi observado no chanfro anterior, não apresentou falta de fusão,

mostrando-se uma solda mais contínua e uniforme, salvo a presença de mordeduras

em ambos os lados.

MG34 MG35

Figura 40: Corpos de prova soldados com o processo MIG-P CC+, chanfro em gola (L=1,5 mm), utilizando os arames ER 4043 e ER 5356

Em relação a forma de onda, foi detectado o mesmo comportamento dos

chanfros anteriores para ambos os materiais de adição, mostrando o exito da

repetibilidade dos parâmetros (Figura 41).

68

MG34 MG35

Figura 41: Oscilogramas das soldas com o processo MIG-P CC+, chanfro em gola (L=1,5 mm), utilizando os arames ER 4043 e ER 5356


soldados com ambos os arames. Percebe-se um comportamento semelhante ao

ocorrido aos chanfros anteriores. Em relação à presença de poros, visualmente a

porcentagem foi próxima à observada no chanfro em gola (L=1,0 mm) conforme as

Figuras 44 e 45, porém, o refino de grão não ficou evidente.

69


70


(L=1,5 mm) com o ER 5356

71



Da mesma forma como aconteceu nas soldas com o chanfro em gola (L=1,0

mm), foram constatados maiores valores de micro dureza na ZF para os corpos de

prova soldados com o arame 5356. As Figuras 46 e 47 mostram tal evidência.

72


chanfro em gola com L = 3,00 mm e arame ER 4043

Figura 47: Microdurezas dos corpos de prova soldados com o processo MIG-P CC+, chanfro em gola com L = 2,00 mm e arame ER 5356


PELO PROCESSO TIG-A UTILIZANDO OS ARAMES ER 5356 E ER 4043

A Tabela 11 exibe a diferença de corrente e tensão eficazes e velocidade de

alimentação média entre os arames. Foi observado um leve aumento da tensão e

energia imposta das soldas realizadas com o arame 5356. Isto pode estar associado

73

com a porcentagem de magnésio ser maior no arame ER 5356, exigindo uma maior

intensidade de corrente para a fusão do material, conforme citado no capítulo 2.1. O

mesmo ocorreu nas soldagens realizadas com o processo MIG.

Tabela 11: Valores médios e eficazes obtidos pelo SAP com o processo TIG-A,

chanfro em V, utilizando os arames ER 4043 e ER 5356


TV4

1º 12,5 151 1,4 373561

2º 12,6 150 1,4 375854

3º 13,3 149 1,4 396529

TV5

1º 15,2 150 1,4 406044

2º 15,4 151 1,4 412032

3º 15,3 150 1,4 408059

As imagens da Figura 48 mostram que as soldas realizadas com o processo

TIG-A utilizando o chanfro em V com os arames 4043 (TV4) e 5356 (TV5)

visualmente foram de qualidade e similar.

TV4 TV5

Figura 48: Corpos de prova soldados com o processo TIG-A, chanfro em V,

utilizando os arames ER 4043 e ER 5356

Nota-se na Figura 49 um comportamento na forma de onda semelhante entre

os dois arames, salvo a presença de mais curtos circuitos para o arame ER 5356.

Acredita-se que tal fenômeno também pode está associado a concentração de

magnésio no arame, devido o mesmo dificultar a fusão, conforme mencionado no

capítulo 2.1.

74

TV4 TV5

Figura 49: Oscilogramas das soldas com o processo TIG-A, chanfro em V, utilizando

os arames ER 4043 e ER 5356


soldados com ambos os arames. Pode-se observar nas microestruturas com o

arame ER 4043 uma zona não tão bem definida, conforme visto nos ensaios

anteriores com o processo MIG-P CC+. Já a microestrutura com o ER 5356,

destaca-se uma zona fundida bem definida com a presença de gãos colunares.

Pode-se observar ainda um leve renino de grão na região central da solda

(Equiaxial).

75


4043

76

Figura 51: Micrografias das soldas com o processo TIG-A, chanfro em V com o ER 5356

Não foi constatada a presença de porosidade do tipo esférica nos corpos de

prova soldados com os dois arames, porém, apartir do ensaios de raio-x foi

detectado a presença de uma pequena falta de fusão nas soldas realizadas com

ambos os arames na região da raiz, conforme as Figuras 52 e 53. No entando,

Modenesi (2001) afirma que frequentemente, juntas são especificadas para terem

penetração parcial. Nesses casos, a falta de penetração, desde que mantida nos

limites especificados não é considerada como um defeito de soldagem.

77

Figura 52: Raio-x das soldas com o processo TIG-A, chanfro em V com o ER 4043

Figura 53: Raio-x das soldas com o processo TIG-A, chanfro em V com o ER 5356


corpos de prova soldados com o arame ER 5356, como mostram as Figuras 54 e 55.

Confirmando o ocorrido nas soldagens com o processo MIG.

Figura 54: Microdurezas dos corpos de prova soldados com o processo TIG-A, chanfro em V com ER 4043

78

Figura 55: Microdurezas dos corpos de prova soldados com o processo TIG-A, chanfro em V com ER 5356

4.6 DILUIÇÃO PRESENTE NAS SOLDAS COM OS PROCESSOS MIG-P CC+ E

TIG-A

A Tabela 12 apresenta os valores de diluição nas soldas com ambos os

arames, chanfros e processos de soldagem. De a cordo com a Figura 10

mencionada no capítulo 2.7 e partindo da temperatura liquidus da liga AA 5052

utilizada com material de base neste trabalho, pode-se aferir que ambos os valores

de diluição estão em uma região livre de formação de trincas de liquação.

Tabela 12: Valores de diluição

ER 5356 ER 4043

CH em V CH em V com gola CH em V CH em V com gola

L=1,0mm L=1,5mm L=1,0mm L=1,5mm

MIG-P CC+ 38 % 16% 23% 38% 29% 35%

TIG-A 20% - 13% -

79

5 CONCLUSÕES

A partir dos resultados obtidos, o processo de soldagem que se mostrou mais

eficaz quando aplicado ao passe de raiz na liga de alumínio AA 5052 foi o TIG-A. A

configuração de chanfro em V por sua vez, foi a que melhor se aplicou para as

condições de soldagem estabelecidas no presente estudo. Entre os arames

estudados, o ER 5356 foi o que apresentou melhor desempenho nas soldas.. Foram

ainda constatadas as seguintes conclusões:

Foram obtidos parametros que possibilitou a soldagem com os processos

MIG-P CC+ e TIG-A aplicados ao passe de raiz;

A presença do cromo na composição química do arame ER 5356 influenciou

o refino de grão, enquanto que o magnésio foi responsável pelos maiores

valores de dureza;

Em relação à configuração do chanfro, o que se mostrou mais adequado foi o

chanfro em V, para ambos os processos de soldagem e arames;

O processo TIG-A mostrou-se mais eficaz quando aplicado a soldagem de

passe de raiz, visto que a microestrutura presente nas soldas com tal

processo se mostrou melhor definida;

A partir do ensaio de Raio-X, foi constatada a formação de porosidade do tipo

esférica nas soldas com o processo MIG-P CC+ em todas as configurações

de chanfro estudadas, ressaltando que nas soldas com o chanfro em V, o

nível de porisidade se mostrou aceitável quando utilizado o arame ER 5356.

Já para o processo TIG-A, não foi constatada a presença de tal

descontinuidade em todas as soldas realizadas;

O arame de adição ER 5356 obteve os maiores valores de dureza tanto para

as configurações de chanfro, como para os processos utilizados no estudo.

Tal efeito esta associado a presença de magnésio na composição quimica

deste arame de adição;

Não foi constatada a formação de trincas de solidificação em todas as soldas

realizadas neste estudo.

80

6 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

Sugerem-se os seguintes temas para posterior investigação:

Estudar os processos TIG-A e MIG-P CC+ aplicados ao passe de enchimento

na liga AA 5052;

Avaliar outra composição do gás de proteção no estudo dos processos TIG-A

e MIG-P CC+ aplicados ao passe de raiz na liga AA 5052;

Avaliar a influência dos processos TIG-A e MIG-P CC+ na corrosão aplicado

ao passe de raiz na liga AA 5052.

81

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UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO GRANDE DO NORTE … · PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA PEDRO HENRIQUE SALES DA COSTA ESTUDO DOS PROCESSOS TIG ALIMENTADO E MIG-P CC+