os efeitos da pulsação térmica na soldagem mig/mag

Análise

98 Corte & Conformação de Metais – Outubro 2008

M uitas pesquisas têm sido desenvolvidas com o intui-

to de avaliar as vantagens da apli-cação de corrente pulsada em re-lação à soldagem em corrente contínua convencional. Normal-mente, as características mais rela-cionadas, nesta distinção, são: a geometria do cordão, a facilidade no controle do processo, a redução do nível de distorção e o controle sobre a estrutura do cordão depo-sitado. Neste trabalho, portanto, será feita uma avaliação da relação entre as características apresenta-das nos processos de pulsação de

Os efeitos da pulsação térmica na soldagem MIG/MAG

A busca pela melhoria das propriedades metalúrgicas do depósito soldado e de suas

características geométricas aguça o desenvolvimento de pesquisas voltadas para o

desenvolvimento e o aperfeiçoamento da gama de aplicação da soldagem a arco

elétrico. Nos processos MIG/MAG e TIG, a implementação de complexas técnicas

de controle do processo de pulsação de corrente possibilita o seu uso na união de

estruturas metálicas com espessura de parede cada vez mais fina, além de permitir

a atuação sobre a agitação da poça de fusão, o tamanho e a forma dos grãos e as

frações volumétricas dos microconstituintes. Com justificativa nesses benefícios, este

trabalho revisa e discute as pesquisas realizadas no campo da pulsação, convencional

e térmica, da corrente de soldagem.

corrente em alta freqüência (F 1 – 10 kHz), convencional (F 20 – 500 Hz) e térmica (F

t 1 – 10 Hz)

aplicadas nos processos MIG/MAG e TIG, e as características metalúr-gicas da região soldada. O trabalho tem início com uma abordagem sobre os fundamentos do mecanis-mo de solidificação da zona fundida (ZF). Num segundo momento, o estudo enfocará as peculiaridades metalúrgicas da ZF e da zona termi-camente afetada (ZTA), gerada na ZF solidificada, quando da solda-gem multipasse ou com imposição de modulação de corrente. Finali-

S. R. Barra

zando a abordagem, virão os efei-tos da pulsação de corrente sobre o metal depositado e regiões vizi-nhas ao cordão, durante e após o processo de solidificação da ZF.

Apresentação da variante MIG/MAG térmica

Basicamente, a pulsação térmica consiste na modulação conjunta da velocidade de alimentação do arame, algumas vezes fixa, e da freqüência de pulsação de corrente (0,5 a 10 Hz). Portanto, o processo MIG/MAG térmico

Sérgio Rodrigues Barra (contato por e-mail: [email protected]) é coordenador do curso superior de Tecnologia em Inspeção de Equipamentos e de Soldagem e dos cursos de especialização em Soldagem e em Tecnologias Avançadas de Materiais da Faculdade de Tecnologia Senai Cimatec (Centro Integrado de Manufatura e Tecnologia), em Salvador (BA). Este artigo foi apresentado como palestra no Congresso Corte e Conformação de Metais 2007, realizado entre os dias 23 e 25 de outubro, em São Paulo, SP. Reprodução autorizada pelos autores.

Corte & Conformação de Metais – Outubro 2008 99

alia as vantagens da soldagem empregando MIG pulsado con-vencional com as vantagens do TIG em corrente pulsada (TIG térmico). Com relação à taxa de alimentação do arame, a variante poderá apresentar-se de duas formas básicas. Uma na qual haverá modulação conjunta e sincronizada na alimentação do arame e no aporte de calor, o que provocará melhor estabilidade e manutenção do comprimento do arco l

o. Contudo, na segunda

forma, apenas o sinal de corrente é chaveado e a velocidade de alimentação do arame é mantida fixa. Esta condição provoca uma variação cíclica no valor l

o.

Barra (3) cita que não há consenso na literatura quanto a um único nome-padrão que represente esta nova variante do processo de sol-dagem MIG/MAG, em corrente pulsada. Especificações como MIG/MAG duplamente pulsado, MIG/MAG com pulsação térmica,

MIG/MAG pulsado com pulsação térmica ou ainda Interpulse são encontrados como nomes de refe-rência (38, 9, 30, 5, 26).

As figuras 1 e 2 (pág. 100) apresentam as diferenças básicas entre a pulsação convencional e a pulsação térmica. Observa-se na figura 2 que, diferentemente do pulso convencional (figura 1), o processo de modulação do sinal de corrente na pulsação se dá em dois distintos períodos ou fases.

Princípio de funcionamento

da variante

No processo MIG/MAG térmico, a primeira fase, denominada tempo de pulso térmico t

pt, caracteriza-se

pela imposição conjunta de um ní-vel elevado na freqüência de pulsa-ção e na velocidade de alimentação do arame e, como conseqüência, valores altos de aporte de calor e transferência metálica. A segunda fase, denominada tempo de base térmica t

bt, por sua vez, caracteri-

za-se pela imposição de um nível baixo de freqüência, culminando com valores menores de aporte de calor e transferência metálica. Assim, esta modulação cíclica dará como resposta diferentes níveis de calor aportado e quantidade de go-tas transferidas entre os períodos. Ao mesmo tempo, poderá ou não haver uma mudança sincronizada no valor da velocidade de alimen-tação do arame (v

a), isto é, valores

diferentes de taxa de alimentação entre os períodos de pulso (Pt) e base térmica (Bt). Vide as diferen-ças entre as possíveis formas de pulsação térmica esquematizadas nas figuras 2 e 3 (pág. 102).

Efeitos metalúrgicos da pulsação de corrente

Agitação na poça de fusão

O entendimento dos mecanismos que atuam na convecção da poça de fusão durante a operação de soldagem é de fundamental in-teresse, já que a agitação desta região irá influenciar a geometria final do cordão, a microestrutura, a distribuição de segregação e a presença de porosidade na ZF. Esta consideração é reforçada pelo fato de que o refinamento de grão, gerado pela agitação da poça, se constituirá como o único mecanismo de refinamento possí-vel em aços não transformáveis, e em muitos não-ferrosos, durante o processo de soldagem (33).

As forças responsáveis pelo efei-to convectivo na poça de fusão são a força devido à tensão superficial (gradiente de tensão na superfície da poça), a força eletromagnética, a força de flutuação (ou força devi-do à convecção com fluxo líqüido – buoyancy force), a força devido à pressão do arco sobre a poça e a

Fig. 1 – Forma de transferência no modo pulsado convencional (5): tb – tempo de base,

Ib – corrente de base, t

p – tempo de pulso, I

p – corrente de pulso, I

t – corrente de

transição, Im – corrente média e F – freqüência de pulsação

Corte & Conformação de Metais – Outubro 2008100

Análise

força devido ao impacto das gotas metálicas (28, 17, 35, 20, 31, 37, 21).

A figura 4 (pág. 104) ilustra o efeito individual e o efeito com-binado das forças sobre o meca-nismo de convecção da poça de fusão. Nota-se que o comporta-mento dos campos de velocidade

e de temperatura apresenta ca-racterísticas diferenciadas depen-dendo da força atuante. O efeito combinado mostra a presença de fluxos em sentidos opostos, isto é, um fluxo próximo da superfície da poça, gerado pelo gradiente de tensão superficial, e outro no

seu interior, influenciado pela força eletromagnética.

A força eletromagnética provoca um direcionamento do fluxo para a parte central da poça no sentido da superfície para a parte inferior da po-ça. Esta característica promove uma poça estreita e profunda(17, 8, 11).

Fig. 2 – Em (a): representação esquemática da variante MIG/MAG térmica com modulação conjunta de energia e alimentação de arame. Em (b): oscilogramas mostrando a forma real de onda. Observe que o comprimento do arco l

o tende a não oscilar(3).


Análise

A força de flutuação tende a promover uma poça mais rasa de-vido ao mecanismo de transporte do metal líqüido “quente” para a superfície e do metal “frio” para a parte inferior da poça (20, 8).

Para o caso da força devido à tensão superficial, observam-se duas situações distintas. A primeira situação refere-se a um gradiente de tensão positivo (presença de oxigênio e enxofre), em que o fluxo tenderá a formar uma poça profunda e estreita. Por outro lado, quando o gradiente for negativo, haverá a tendência da formação de uma poça mais larga e rasa (17, 20).

O efeito do impacto das gotas sobre a poça de fusão induz a um aumento na complexidade do me-canismo de agitação desta região, em virtude da modificação gerada nos campos de velocidade e de temperatura (37).

As características apresentadas pelo efeito conjunto das forças poderão influenciar o nível de penetração, pela força eletromag-nética, e a largura do cordão, pelo gradiente de tensão superficial e pela força de flutuação (32, 21).

O efeito convectivo gerado pela força eletromagnética irá distribuir as possíveis segregações e, desta forma, reduzirá o nível de macros-segregação. Por último, vem o efeito da convecção sobre o apri-sionamento de porosidade na zona fundida. É importante salientar que nem sempre o efeito convectivo irá beneficiar a saída de porosidade. Esta liberação ou aprisionamento de poros irá depender da direção do fluxo resultante das interações das forças no interior da poça de fusão (21).

Além disso, durante a solda-gem no modo pulsado poderá haver ainda uma parcela de agi-tação da poça provocada pela variação da pressão e da energia do arco, devido à modulação de corrente. Esta parcela de agita-ção da poça é caracterizada pela flutuação térmica (dependente da relação I

p/ I

b e da freqüência

de pulsação F) e pelo aumento no nível de vibração desta região (dependente da F). Foi observado que este aumento na convecção da poça é mais pronunciado quando da imposição do pro-

Fig. 3 – Representação esquemática do processo MIG/MAG térmico com modulação apenas da energia. Observe a tendência à oscilação do comprimento do arco l

o(5).


Análise

cesso TIG térmico em corrente alternada (28, 31).

Kim et al.(20) observaram que o incremento no valor da relação t

p/t

b

resulta em maior penetração do cordão, ou seja, quanto menor o tempo de pulso, mais largo e pouco profundo será o cordão.

Do acima exposto é esperado que o grau de complexidade en-volvido no processo de formação e solidificação da poça de fusão seja maior na implementação da

variante MIG/MAG térmico, em comparação ao modo pulsado convencional. Esta variação pode ser explicada pela modulação nos valores de Im e v

a, entre as fases de

pulso e base térmica.

Solidificação da zona

fundida

Se o sub-resfriamento imposto na operação de soldagem não for severo e, ao mesmo tempo, o metal a ser soldado for puro,

haverá a tendência da poça de fusão se solidificar por meio de uma interface sólido-líqüido geral-mente planar (figura 5, pág. 105). Por outro lado, caso se esteja sol-dando uma liga metálica, haverá a possibilidade de diversos modos de solidificação (planar, celular, dendrítico-colunar ou equiaxial), dependendo das condições de solidificação impostas.

Existem duas teorias para ex-plicar os mecanismos atuantes

Fig. 4 – Em (a): efeito convectivo na poça de fusão provocado por diferentes forças, de forma individual e combinada. Em (b): representação das forças atuantes na poça de fusão. Adaptado de DeHerrera et al.(8), Kou (21) e Barra (5).


na passagem da frente de soli-dificação do modo planar para outra forma de solidificação. A primeira teoria baseia-se no super-resfriamento constitu-cional (proposta por Chalmer em 1953), enquanto a segunda trata da estabilidade da in-terface (proposta por Mullins em 1963). No primeiro caso, considera-se apenas o aspecto termodinâmico. Para o último caso, incorporam-se os concei-tos de cinética de interface e transferência de calor(10, 32, 21).

A teoria do super-resfriamento constitucional, que é a redução do gradiente de temperatura na interface sólido/líqüido abaixo da temperatura liquidus, pode ser expressa pela equação 1:

Fig. 5 – Possíveis morfologias na interface de crescimento em função dos valores de G, R

s e C

0. Adaptado de

Palma et al.(25), Grong (17) e Kou (21).


Análise

G T

Rs D

L

≥ (1)

onde:T intervalo de solidificação da

liga, representado pela diferença entre a temperatura de equilíbrio liquidus (T

L) e a temperatura de

equilíbrio solidus (Ts);

DL

é o coeficiente de difusão do soluto no líqüido.

A figura 5 apresenta um es-quema dos principais modos de solidificação, levando em consi-deração o efeito da velocidade da frente de solidificação R

s (taxa

de crescimento) e do gradiente de temperatura G. Observa-se que um sucessivo incremento no super-resfriamento (redução no valor de G/R

s) irá provocar uma

mudança na morfologia da frente de solidificação (controle do modo de solidificação). Em soldagem, prevalecem as formas de solidifi-cação celular e dendrítica, devido ao valor de G/R

s ser muito alto. A

relação G/Rs, por sua vez, pode

ser controlada pela seleção mais adequada dos parâmetros e do processo de soldagem (25, 21).

Outra observação possível é o efeito do produto R

s.G, que

governa a escala da estrutura so-lidificada. Assim, o espaçamento celular poderá variar através da zona fundida devido à variação de ciclo térmico em diferentes partes desta zona. Neste caso, a taxa de resfriamento (alto R

s.G) experimen-

tada pela região central é maior do que a presente na linha de fusão. Conseqüentemente, os sub-grãos serão mais refinados na região central da solda (36, 18, 21, 5).

O espaçamento entre os ramos dendríticos será determinado pela taxa de solidificação (relação com

o calor aportado). Uma elevação na taxa de solidificação provocará uma redução do espaçamento entre os ramos, modificando, com isso, a quantidade de microssegre-gação da liga. O que se almeja é uma estrutura final da zona fundi-da refinada e com boa distribuição de segregados.

Macroestrutura da

zona fundida

O desenvolvimento da estrutura na zona fundida, na região colunar, dá-se basicamente por meio dos modos de crescimento epitaxial e competitivo.

O primeiro modo caracteriza-se pelo crescimento dos grãos na ZF, em direção ao centro da poça, a partir dos grãos do metal de base na linha de fusão (subs-trato), quando em soldagem autógena. Outra característica desse modo é a manutenção da orientação cristalográfica e do tamanho de grão apresentado pelo metal de base. Neste caso, um aumento do tamanho de grão do metal soldado e/ou da temperatura máxima na zona de ligação provocará uma ZF grosseira.

O segundo modo é carac-terizado pela existência de um diferente mecanismo atuando no crescimento dos grãos, denomi-nado crescimento competitivo. Neste caso, os grãos tendem a crescer na direção perpendicular à frente de solidificação, maior valor de G. Contudo, os grãos em formação também apresen-tam direções preferenciais ao crescimento (nas direções <100> para CFC e CCC e <1010> para HC). Assim, grãos com direções de fácil crescimento paralelas a G crescerão mais facilmente que


Análise

aqueles apresentando outras direções (figura 6).

No centro da zona fundida há a tendência do crescimento de grãos equiaxiais. Esta forma de crescimento se caracteriza pela

presença de condições que favore-cem a nucleação e o crescimento dendrítico no interior da poça (21). Nesta região o metal líqüido será levemente sub-resfriado em virtu-de da extensiva segregação para

o centro da poça provocado pelo crescimento colunar(7, 17).

A passagem do crescimento co-lunar para o crescimento equiaxial é governada pela relação G/R

s.

Considerando a existência de nu-

Fig. 6 – Em (a): representação do crescimento competitivo dos grãos durante a solidificação da ZF. Em (b): mudança na direção de crescimento induzida pela pulsação térmica. Adapatado de Easterling (10), Kou (21) e Barra (5).


cleação heterogênea e que a relação G/R

s de-

cresce da linha de fusão para o centro da poça, durante o processo de solidificação haverá um valor crítico na relação a partir do qual o cres-cimento passará a ser equiaxial. Este valor crí-tico, por sua vez, estará atrelado ao calor apor-tado e à velocidade de soldagem (7, 17).

De maneira geral, as condições térmicas impostas na soldagem favorecem o crescimento equiaxial no centro do cordão. A nucleação destes grãos equiaxiais, na poça de fusão, pode ser originada por dife-rentes mecanismos como (17, 21, 33):

Fragmentação das dendritas na zona pastosa, por efeito con-vectivo. As pontas destacadas são arrastadas para o centro da poça, onde poderão atuar

como núcleos para no-vos grãos;

Destacamentos de grãos parcialmente fun-didos, na linha de fusão, por efeito convectivo. Estes grãos são arras-tados em direção ao centro da poça, onde poderão, também, servir como sítios de nuclea-ção de novos grãos;Nucleação heterogê-

nea por meio da adição de partículas (inocula-ção) estranhas ao metal soldado (por exemplo,

Ti ou Zr adicionados ao Al), que facilitem o arranjo dos átomos na forma cristalina. Estas partí-culas auxiliam na superação da barreira crítica de energia ( G*)

Fig. 7 – (a) e (b): efeito da velocidade de soldagem sobre a forma da poça e modo de solidificação; (c): variação estrutural na solidificação da ZF. Adaptado de Easterling (10), Grong (17) e Kou (21).


Análise

necessária à manutenção de um núcleo sólido com raio maior que o tamanho crítico (r*). Be-cker(7) e Kou(21) argumentam que este mecanismo é influenciado pelos parâmetros de soldagem (elevação nos valores da v

s e

do calor aportado) e, portanto, aumenta o super-resfriamento constitucional na interface sóli-do-líqüido (elevação da relação G/R

s);

Nucleação superficial por uma corrente fria de gás sobre a superfície da poça ou por ins-tantâneas reduções do calor aportado. Neste caso, a super-fície da poça será termicamente sub-resfriada, facilitando o surgimento de núcleos sólidos nesta superfície.

Uma importante consideração feita por Easterling (10) refere-se ao fato de que as estruturas equiaxiais dendríticas, oriundas da operação de soldagem, são relativamente fi-nas se comparadas às de fundição. Esta diferença é muito importante em termos de tenacidade desde que, diferentemente de um fun-dido, a solda, muitas vezes, na condição “como soldada”, torna-se parte de uma estrutura fortemente solicitada.

Variações na macroestrutura

da zona fundida

A solidificação da zona fundida pode variar em função da forma apresentada pela poça de fusão durante a operação de soldagem, ou seja, a velocidade de soldagem influenciará a forma da poça (elíp-tica ou de gota) e, por sua vez, a forma da poça atuará sobre a forma de crescimento dos grãos (estrutura colunar ou colunar-equiaxial).

Como na poça com formato de gota (velocidade de soldagem maior que a de solidificação) a fren-te de solidificação apresenta um perfil reto (figura 7a, pág. 109), os grãos também tenderão a crescer retos perpendicularmente à linha de fusão. De outro modo, nas po-ças de formato elíptico (velocidade de soldagem igual à velocidade de solidificação), os grãos tenderão a crescer curvados perpendicu-larmente à linha de fusão (figura 7b). Assim, sob alta velocidade de soldagem, os grãos tenderão a crescer retos em direção ao centro do cordão e, para reduzida velocidade de soldagem, os grãos crescerão curvados na direção do maior valor de G.

Na mesma figura observa-se a presença de grãos equiaxiais, originados numa faixa central ao longo do cordão, em soldas de alumínio e de aço inoxidável austenítico, por exemplo. Por sua vez, a formação desta região no centro do cordão impede o crescimento dos grãos colunares até o centro da zona fundida. Em poças de formato elíptico, a região contendo grãos equiaxiais é mais espessa em comparação com a mesma região em poças de for-mato de gota. A forma alongada da poça provoca um aumento da

distância fundida, na direção de v

s, em relação à fonte de calor e,

com isso, provoca uma elevação de R

s e um decréscimo em G

(figura 7c), em comparação ao restante da linha de fusão (7, 10, 21,

17). Embora sob valores elevados R

s e v

s (baixo calor aportado) se

produzam cordões menores e com melhores propriedades me-cânicas, deve-se tomar cuidado quanto ao tamanho do cordão, pois para cordões com dimen-sões reduzidas há a tendência ao aparecimento de trincas durante a soldagem devido às tensões geradas por restrição (1).

A estrutura colunar, normal-mente exibida na ZF, é associada com defeitos tais como trinca de solidificação e pobres propriedades mecânicas. Assim, num refina-mento estrutural é esperado um melhoramento nas propriedades mecânicas do cordão (33, 31, 23).

Com base nas colocações ante-riores sobre a relação entre as con-dições de soldagem e a resposta final do metal aportado, é possível prever a relação biunívoca descrita no esquema abaixo:

Esta correlação entre as con-dições operacionais e a resposta estrutural obtida no cordão de solda reforça a importância do conhecimento e do desenvolvi-mento de equipamentos e novas variantes que possibilitem a ob-tenção de depósitos sob condições otimizadas. Por este enfoque, o estudo da pulsação térmica vem

Parâmetros de soldagem

Propriedades mecânicas

Processo de soldagem Estrutura do depósito

Fig. 8 – Influência de fatores metalúrgicos sobre a resistência mecânica e a tenacidade (32)


Análise

sendo desenvolvido com o intuito de obter condições geométricas e metalúrgicas do depósito.

Efeitos da soldagem

multipasse sobre a zona

fundida

As características finais da zona fundida podem, ainda, ser influen-ciadas pela operação de soldagem envolvendo multipasse (imposição de sucessivos aportes de calor gerando novos ciclos térmicos e partições térmicas). Neste caso, a deposição de um novo cordão so-bre a ZF, já solidificada, provocará um reaquecimento e uma refusão de parte desta zona.

A nova interface entre sólido e líqüido, na região refundida da ZF, servirá de substrato para um novo mecanismo de solidificação. Portanto, o tamanho dos grãos apresentado na ZF contribuirá para formar a estrutura final da nova região solidificada.

A região da ZF submetida a um aquecimento excessivo (termica-mente afetada), por sua vez, pode-

rá servir de sede para modificações de estrutura ou de constituição, no estado sólido, tais como crescimen-to de grão, precipitação, dissolução ou coalescência de precipitados, transformação alotrópica ( ou ), etc.(16, 21, 32).

O efeito de algumas dessas alterações sobre a tenacidade e a resistência de um determinado material é representado na figura 8 (pág. 110) (32). Nela se destaca o refino de grão como o “único” mecanismo que provoca um au-mento conjunto da tenacidade e da resistência mecânica.

O tamanho da zona alterada ter-micamente dependerá da partição térmica apresentada (temperatura x distância); e as modificações da estrutura, em um determinado ponto da zona, serão função do ciclo térmico (T x tempo). Por sua vez, o tamanho da região refundida será função do nível de diluição imposto pela operação de soldagem.

Embora a região reaquecida (regenerada) apresente grãos finos

e grosseiros, o tamanho médio dos grãos nesta região ainda será muito menor do que o dos grãos colunares da ZF que não sofreram alteração. Daí a importância do efeito da ZTA gerada pelo passe subseqüente ou modulação de energia (pulsação térmica), em ligas que sofrem transformação no estado sólido. Neste caso, parte dos grãos colunares da ZF (passe anterior) será refinada na ZTA ge-rada pelo cordão depositado sobre esta (figura 9, pág. 113). Este rea-quecimento também poderá afetar termicamente as ZTA’s vizinhas ao depósito (10, 25, 13, 32, 21, 5).

Como pode ser visto na figura 9, apenas uma parte da região reaquecida por múltiplos ciclos irá ser submetida a uma elevada tem-peratura de pico (ultrapassando a temperatura de transformação da liga).

O refino microestrutural de parte da ZF (região termicamente regenerada), obtido na soldagem multipasse ou na pulsação térmi-ca, irá atuar sobre a elevação da


tenacidade e a redução do nível de tensão residual (16, 23, 21). Estas considerações estão ancoradas nos seguintes pontos (10):

Cada ciclo térmico gerado pelo passe subseqüente efetivamen-te refinará os grãos da ZF do passe anterior ou normalizará parte desta região;

O pré-aquecimento causado pelos passes anteriores irá pro-longar o tempo de passagem no intervalo crítico de temperatura ( t

8-5 para o caso do aço ferrítico

temperável, por exemplo); O passe subseqüente tende a re-

cozer parte da ZF, aliviando, com isso, parte da tensão residual;

O total da energia (livre de Gibbs) por cordão é reduzido à medida que o crescimento de grão é minimizado.

As considerações apresentadas sobre os efeitos da soldagem multi-passe, os mecanismos de solidifica-ção e a agitação da poça servirão de referência para o entendimento dos possíveis efeitos da modulação de corrente (pulsação térmica) sobre a estrutura do cordão de solda.

Efeitos metalúrgicos da

pulsação da corrente de

soldagem

Embora se deseje controlar o modo de solidificação da ZF e, ao mesmo tempo, o tamanho e as caracterís-ticas mecânicas da zona afetada termicamente, esta tarefa não é

Fig. 9 – Comparação esquemática das alterações estruturas obtidas em simples deposição (a), por multipasse (b) e pulsação térmica (c). Adaptado de Easterling (10) e Santos (27).


Análise

tão simples de ser atingida. Este controle é dificultado em face dos elevados níveis de temperatura e do gradiente térmico impostos pela operação de soldagem, em relação a um fundido e ao natural processo de crescimento epitaxial (31). Apesar destas limitações, oriundas da operação de soldagem, diversos métodos de refino de grão foram desenvolvidos visando controlar o nível de refino na ZF. Um resumo com as técnicas e os mecanismos de refino atuantes na poça de fu-são, como também em fundidos, é apresentado na tabela 1.

Embora todos os métodos pro-postos acima apresentem resultados satisfatórios sobre a granulometria da ZF, é de suma importância que se tenha a preocupação de selecionar uma técnica que permita o refino desta região sem afetar negativa-mente a sua sub-estrutura, ou seja, é desejável a aplicação de um proce-dimento de soldagem que propicie o refino estrutural por meio do controle da taxa de resfriamento da poça (relação do produto R

s.G com

o calor aportado). Por este enfoque, a escolha pela pulsação de corrente (pulsação do arco) vem se caracte-rizando como uma técnica muito promissora nesta direção (30, 31).

A técnica de pulsação de cor-rente aplicada nos processos de soldagem TIG, MIG/MAG e com arame tubular (AT) é reportada como uma excelente controlado-ra do refinamento de grão na ZF e na transição do modo de cresci-mento de colunar para equiaxial, na soldagem do alumínio, do aço-carbono, do aço inoxidável e do titânio (34, 30, 31, 21, 5).

No âmbito do processo de soli-dificação, referenciando-se a trans-ferência metálica goticular, sob as mesmas condições de operação, a

pulsação de corrente atua tanto na redução do calor aportado quanto no grau de agitação da poça de fusão (variação da força eletromag-nética). No primeiro, haverá uma influência sobre os valores de G e R

s, isto é, pelo fato da pulsação de

corrente reduzir o calor aportado e elevar a taxa de resfriamento, haverá um acréscimo na relação R

s.G e, com isso, tende-se a um re-

finamento dos espaçamentos entre os ramos dendríticos (refinamento da subestrutura) e a uma redução na forma de crescimento colunar em face do favorecimento ao cres-cimento equiaxial dendrítico.

Para o caso do efeito da pulsa-ção sobre a agitação da poça de

fusão, é previsto que uma variação do nível de corrente (oscilação en-tre o pulso e a base) irá influenciar a força eletromagnética (campo de velocidade no interior da poça), a pressão do arco sobre a superfície da poça e a freqüência de colisão das gotas com a poça. Estas três características provocam um au-mento do grau de agitação da poça e, como possíveis conseqüências, uma redução dos níveis de pene-tração, porosidade e macrossegre-gação. Somando-se a isso, há o efeito da agitação da poça sobre a fragmentação de dendritas e destacamento de grãos da zona parcialmente fundida. O que se almeja é uma estrutura refinada

Fig. 10 – Representação da onda com modulação para controle da solidificação (a) e forma de crescimento obtido na ZF sem e com a aplicação rampa de modulação em 10 Hz (b), no aço inoxidável AISI 316. Extraído de Lucas (22) e Street(30).

Tab. 1 – Técnicas de refino aplicáveis no processo de solidificação. Adaptado de Feest (12), Threadgill (33), Malinowski-Brodnicka et al. (24), Sundaresan et al. (31), Madhusudhan (23) e Kou (21).

Técnica de refino Mecanismo atuante (*)

Métodos térmicos

• Controle das taxas de aquecimento e resfriamento (calor aportado, interpasse e pré-aquecimento)

a b c

• Nucleação superficial estimulada (jato de gás frio) a b

Métodos mecânicos

• Vibração (mecânica e ultra-sônica) c

• Agitação eletromagnética, gasosa ou mecânica (campo magnético, oscilação da tocha, borbulhamento, pulsação do arco e impacto das gotas)

a c

Métodos químicos

• Adição de elementos de liga a b

• Adição de inoculantes no metal líqüido a c

(*) a: introdução de pontos nucleantes na poça (nucleação heterogênea); b: evitar refusão dos núcleos existentes; c: multiplicação de grãos


Análise

com melhor característica mecâni-ca e com reduzida possibilidade de surgimento de defeitos (trinca de solidificação, por exemplo).

Com relação à ZTA, o efeito da pulsação de corrente (redução no valor do calor aportado) é visualiza-do pela redução da espessura desta região e pelo tempo de retenção da temperatura de efetiva recristaliza-ção, devida à variação na partição e no ciclo térmico (30, 21). Assim, haverá um menor decréscimo na resistência da zona termicamente afetada em relação às propriedades originais do metal de base.

Hussain et al.(19), estudando os efeitos da freqüência de pulsação e do tempo de pulso, utilizando MIG pulsado na soldagem multipasse da liga Al-Zn-Mg, verificaram que a pulsação convencional de corrente

apresenta boa influência sobre a resistência à fadiga, a resistência mecânica, o nível de porosidade e o refinamento estrutural do metal aportado.

Ghosh et al. (14), avaliando o efeito do MIG pulsado na solda-gem de revestimento inoxidável, chegaram a conclusões semelhan-tes, ressaltando para este caso a

melhoria obtida na resistência à corrosão intergranular e reduções na segregação no contorno de grão da matriz, no nível de diluição e no perfil de dureza na interface revestimento-metal de base.

Nos dois casos acima, a seleção correta do pacote operacional “ótimo” considerou não só a esta-bilidade na transferência metálica,

Fig. 11 – Variação de penetração provocada pelo uso da pulsação térmica na soldagem MIG/MAG. (a): aço inoxidável 309 depositado sobre aço de baixo carbono e (b): alumínio AWS ER4043 depositado sobre AA 5052. Extraído de Barra (4) e Silva et al. (2001).


mas também a sua conseqüente resposta estrutural.

Street (30), estudando o pro-cesso TIG pulsado, relata que o

valor do ótimo pulso de corrente é dependente das propriedades do material, principalmente da difusividade térmica, independen-

temente da espessura do metal de base. Contudo, para o processo TIG em corrente contínua, o valor da corrente de soldagem apresenta relação com a espessura.

Lucas(22) e Street(30) propuseram a utilização de uma forma complexa de onda de pulsação (figura 10a, pag. 114), quando da soldagem de passe de raiz em juntas espessas. A onda proposta se caracteriza por três distintas regiões. A primeira apresenta uma intencional sobre-corrente, cuja função é formar a poça e melhorar a rigidez do arco, contribuindo para uma rápida penetração. A segunda região da onda de pulsação tem a finalidade de controlar a penetração obtida na primeira. Porém, a intensidade da corrente utilizada será função do metal de base (óxido superficial)

Fig. 12 – Alteração na estrutura da ZF gerada pela variação de G.Rs em função da

imposição de pulsação térmica (detalhe superior mostrando o final do período de base térmica e detalhe inferior do período de base térmica). Extraído de Barra (5).


Análise

e da profundidade de penetração desejada. Por fim, quando o nível de penetração é alcançado, há uma redução na corrente para o valor de base (com modulação de 1 a 10 Hz), com inclinação depen-dente da sensibilidade do material ao surgimento de trinca ou porosi-dade. Esta modulação, próxima da freqüência de ressonância da poça, promove a agitação do metal líqüi-do, gerando um choque na frente de crescimento e propiciando o crescimento de grãos equiaxiais, reduzindo a formação de grãos colunares e controlando o nível de segregação (figura 10b).

Outra forma de controle do refino da poça, utilizando TIG pulsado, é obtida pela implementação da pulsação de corrente em alta freqüência (1 a 10 kHz). Nesta fre-qüência de áudio, a propagação de distúr-bios sônicos no interior da poça de fusão afeta mecanicamente o pro-cesso de solidificação, havendo um aumento no processo de frag-mentação dos ramos dendríticos(22, 30).

Street (30), Dutra et

al. (9), Sundaresan et

al.(31) e Madhusudhan et al.(23) sugerem que a pulsação de corrente com imposição de modulação (pulsação térmica), nos processos TIG, MIG/MAG e arame tubular (AT), é mais efetiva no processo de refinamento estrutural. Estas considerações, no entanto, estão bem documentadas apenas na soldagem TIG. Esta lacuna quanto aos possíveis efeitos meta-lúrgicos da aplicação da pulsação

térmica no processo MIG/MAG talvez se deva à complexidade envolvida com a introdução de transferência de massa e seleção do pacote operacional “ótimo”.

Com base nas informações sobre os efeitos da pulsação térmica no processo TIG, é esperado que a re-ferida variante, quando implemen-tada no processo MIG/MAG, atue sobre o grau de agitação da poça de fusão, por meio da acentuação dos mecanismos citados anterior-mente (força eletromagnética, força de flutuação, força devida à tensão superficial, pressão do arco e impacto da gota metálica).

Street(30) chama a atenção para a importância da forma de chavea-mento entre os períodos de pulso e base térmica, na soldagem TIG. O autor comenta que, em materiais com susceptibilidade ao apareci-mento de trincas ou porosidade, a modulação de corrente entre os períodos deverá ser gradual.

Alguns autores fazem menção à possibilidade da soldagem de

chapas finas empregando a pulsa-ção térmica estar relacionada com a alteração da tensão superficial e da viscosidade da poça, entre os períodos de pulso e de base térmica – isto é, na fase de pulso térmico haverá uma fusão mais efetiva (maior penetração), en-quanto na base térmica ocorrerá um “resfriamento” da poça (menor penetração), característica do pro-cesso TIG (aquecimento e fusão do metal de base) (30, 9, 38). Novamente, os autores não documentam esta afirmação e, principalmente, não levam em conta a presença ou não de elementos de liga (Al e S, por

exemplo) que alteram a tensão superficial da poça, quando ocorre um incremento na tem-peratura.

Esta característica de variação de penetração, proposta anteriormen-te, foi observada por Threadgill (33), Barra (4) e Silva et al. (2001) na avaliação da pulsação térmica sobre o perfil de diluição. A figura 11 (pág. 106) apresenta macrografias mostrando o perfil variado de dilui-ção longitudinalmente ao cordão. Threadgill (33), na soldagem do aço de baixo carbono, relata a

ocorrência de refinamento locali-zado na região da raiz do cordão, no ponto referente ao início do período de base térmica. Esta pe-quena região de refino deve-se ao fato de que os núcleos para a so-lidificação equiaxial serão estáveis apenas no início deste período. O autor não menciona se houve re-fino decorrente do reaquecimento cíclico, acima da temperatura de

Fig. 13 – (a): macrografia mostrando a escamação na estrutura do depósito (regiões A, B e C), oriunda do efeito conjunto da pulsação térmica e da soldagem multipasse; (b): granulometria nas referidas regiões. Extraído de Barra (4).


Análise

austenitização, de parte da região solidificada (transformação no estado sólido).

Santos (27) relata que na solda-gem TIG com pulsação térmica é possível atingir mais rapidamente o regime permanente em função das condições térmicas impostas e, ainda, sugere que a variação de penetração deixará de ser visível em baixos valores de v

s. Silva et

al. (2001), utilizando mapas de grau de qualidade, observaram que o perfil variado de diluição, na soldagem MIG/MAG térmi-ca, tende a desaparecer com

a redução no período de base térmica.

Becker et al.(7) e Barra(5) avaliaram as vantagens metalúrgicas do em-prego da pulsação térmica (efeito do espaçamento entre os pulsos térmi-cos, velocidade de soldagem, tempo e intensidade da corrente de pico na fase térmica), na soldagem TIG do aço de baixo carbono e MIG/MAG térmico do Al-Mg, sobre o controle do processo de solidificação da ZF. Os resultados demonstram que o refinamento obtido deve-se cla-ramente à transformação de fase originada pela imposição de suces-

sivos ciclos térmicos (aquecimento e resfriamento de uma estreita região) passando pela temperatura de austenitização da liga. Também foi observado que os valores de G e R

s variam em função da pulsação

térmica, sendo o máximo valor atingido no início da base térmica (uma ordem de grandeza acima do valor referente ao pulso térmico) e o mínimo, no final desta fase. En-tretanto, como a relação G/R

s não

se altera muito, haverá apenas o efeito do produto G.R

s que governa

o tamanho do espaçamento celular (figura 12, pág. 117).

Fig. 14 – Variações obtidas na granulometria da ZF em função da forma de onda de corrente aplicada. (a): corrente contínua, (b): pulsação térmica (CC) e (c): pulsação térmica alternada (CA). Extraído de Sundaresan et al.(31).


O pulso térmico atuará também na ZF como se fosse um novo cor-dão a ser depositado sobre uma região já solidificada (referente ao período de base térmica), o que resultará, provavelmente, num efeito equivalente ao da soldagem multipasse, tanto sobre a região já solidificada do mesmo cordão, quanto nos cordões já deposita-

dos adjacentes à poça de fusão (figura 9c).

Barra (4), em seu trabalho sobre revestimentos resistentes à cavi-tação, relata que, em decorrência da pulsação térmica, foi detectada a presença de três regiões em forma de “escamas” na ZF (figura 13a, pág. 118), apresentando di-ferentes níveis de taxa erosiva. Os

depósitos foram confeccionados com a utilização da variante MIG/MAG térmica com arame tubular inoxidável austenítico ligado ao cobalto como metal de adição. O autor relata que esta variação de resistência ao fenômeno de cavitação, sobre as condições dos ensaios utilizados, não apresenta relação com o tamanho de grão (figura 13b). O autor enumera como prováveis agentes dessa diferenciação a variação da densi-dade de defeitos cristalinos (falha de empilhamento, por exemplo), o nível de segregação, mudança no volume de fases (matriz austenítica em martensita ` e ), a variação

no aporte térmico, a variação no nível de diluição e o aumento na agitação da poça, decorrentes da pulsação térmica.

Fig. 15 – Exemplo do efeito da pulsação térmica, rastreado a partir dos valores de Dpt, sobre tamanho e o modo de crescimento dos grãos da zona fundida (Al-Mg)


Análise

É esperado que, para as ligas que apresentam transformação de fase no estado sólido, o processo de pulsação térmica ofereça ainda um mecanismo adicional de refino da microestrutura. Na soldagem do aço-carbono e do aço inoxidável, este refinamento é atribuído aos múltiplos ciclos de temperatura através da faixa de transformação ( ou ).

Sundaresan et al.(31), contudo, observaram que, em algumas ligas de titânio - a ductilidade não apresenta melhora sobre as condições usuais de soldagem TIG térmica (períodos em CC), devido ao fato de haver, no período de alta energia, um aumento no tamanho dos grãos da fase e, em baixa energia, um resfriamento e um aumento rápidos na relação desta

fase na estrutura da ZF. Um efeito melhorado de refino nesta liga foi obtido com a implementação de pulsação térmica em corrente alternada (períodos em CA). Os autores conseguiram os melhores resultados de refino, empregando a pulsação térmica de corrente, na

soldagem da liga Ti-6Al-2Sn-4Zr-2Mo (figura 14, pág. 120).

Balasubramaniam et al.(2) ava-liaram o efeito dos processos TIG pulsado e MIG pulsado sobre a resistência à propagação de trinca por fadiga na soldagem da liga AA7075. Os autores observaram

Fig. 16 – Efeito da freqüência térmica sobre o aspecto superficial e o perfil de penetração. Linha superior: aspecto do Al-Mg; linha intermediária: aspecto do aço-carbono; linha inferior: perfil de penetração do aço-carbono.


que a aplicação de pulsação de corrente, em função do refino de grão propiciado, é benéfica para o incremento da resistência à propa-gação de trinca por fadiga na liga estudada.

Barra (5, 6), estudando o efeito dos parâmetros associados à pulsa-ção térmica (distância entre pulsos térmicos Dpt, freqüência térmica Ft, ciclo ativo térmico Ct, corrente média total Im

t e desnível térmico

Dt), observou que a variante MIG/MAG térmica, na soldagem de ligas tratáveis (aço-carbono) e não-tratáveis termicamente (Al-Mg), influencia o modo de crescimento e o tamanho médio dos grãos na zona fundida (ZF), altera o perfil es-perado da ZTA (zona termicamente afetada) e varia, ciclicamente, o nível de diluição e o perfil do refor-ço – vide exemplos nas figuras 15 (pág. 121) e 16 (pág. 122).

Barra (5, 6) também avaliou o efeito da pulsação térmica sobre a largura média do grão primário e a fração volumétrica das fases apresentadas no cordão de sol-da – ferrita acicular (FA), ferrita de contorno de grão (FP(G)), ferrita de placa lateral (FS(SP)) e ferrita alinhada (FS(A)). Os dados indicam que o incremento da pulsação

térmica influencia a largura e o comprimento dos grãos primários e o volume e aspecto dos micro-constituintes (figura 17).

Conclusões

Com base nos dados apresentados, é importante salientar, mais uma vez, que, para o processo MIG/MAG térmico, a exata relação entre um possível melhoramento estrutural (conhecimento metalúrgico) e a modulação nos sinais de Im e v

a

(conhecimento de processo) ainda não é bem conhecida. Além disso, os estudos relacionados à pulsação térmica normalmente apresentam como foco principal os processos em que não há a ocorrência de transferência de massa (transferên-cia metálica) durante a operação de soldagem. Esta preferência pelo processo TIG, por exemplo, recai na menor complexidade envolvida na modelagem ou na explicação de um determinado fenômeno.

De maneira geral, as seguintes conclusões devem ser avaliadas para definição ou não dessa variante como o processo de união/revesti-mento:

De maneira geral, foi observado que, dependendo da forma de

Fig. 17 – Efeito da pulsação térmica sobre a fração volumétrica de microconstituintes da zona fundida. (a): representação gráfica da variação volumétrica, (b): microestrutura na região colunar para Dpt = 1,5 mm e (c): microestrutura na região colunar para Dpt = 10 mm.


Análise

onda implementada, a utilização da pulsação térmica no processo MIG/MAG apresenta-se como mais uma opção (ferramenta) na melhoria da qualidade final do metal aportado. Esta variante, por apresentar diferentes com-portamentos do arco entre as fases de pulso e base térmica, afeta a dinâmica na região do arco (variação na freqüência de destacamento e possíveis perdas em UGPP e na manutenção de l0) e, conseqüentemente, altera

ciclicamente a taxa de deposição, a geometria do cordão (reforço, largura e penetração), o grau de diluição, a microestrutura da zona fundida e a largura da ZTA.

A pulsação térmica provoca uma diferença no grau de agitação

da poça entre as fases de pul-so e base térmica. Na fase de pulso térmico, o metal líqüido apresenta-se mais agitado, em decorrência do maior valor de Im e da freqüência de destacamento das gotas metálicas;

É necessário o conhecimento e a padronização dos parâmetros intrínsecos à variante, tais como: distância entre pulsos (Dpt), des-nível térmico (D

t), ciclo ativo tér-

mico (Ct), freqüência térmica (F

t)

e a corrente média total (Imt

).

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