Como destacado no Capítulo 2, no processo GMAW curto-circuito convencional, a tensão de soldagem, a velocidade de alimentação do arame, a indutância e velocidade de soldagem são variáveis importantes e que influenciam na transferência por curto-circuito convencional. A Tabela 25 apresenta os parâmetros utilizados nos ensaios. Todas as soldas foram realizadas com o controle automático de ajuste da DBCP acionado. Ressalta-se que nos ensaios preliminares (Item 4.3.1) não foi possível executar o passe de raiz. Na Tabela 25, são apresentados os ensaios realizados, assim como os valores de regulagem e os valores medidos de corrente média, tensão média, corrente RMS e tensão RMS para o passe de raiz. Estes valores foram calculados por programa desenvolvido no Laprosolda, denominado de “Curto3” (Anexo 1).
Tabela 25. Parâmetros utilizados e medidos para determinação do parâmetro de raiz no curto-circuito convencional Teste* Identificação do corpo de prova Vs** (cm/min) Freq. Tecimento Hz DBCP (mm) Corrente Média (A) Corrente RMS (A) Tensão Media (V) Tensão RMS (V) 1 CNV2 30,6 3,2 12 170 186 18,1 19,3 2 CNV1 32,9 3,4 12 169 185 18,2 19,4 3 CNV5 35,2 3,7 12 166 182 18,3 19,8 4 CNV7 37,6 3,9 12 161 178 17,3 18,9 5 CNV14 39,2 4,1 12 197 211 18,1 19,1 6 CNV11 39,2 4,1 14 193 207 18,2 19,2 7 CNV17 39,2 4,1 18 205 217 18,2 19,3
*Os parâmetros Va = 5 m/min, amplitude do tecimento = 3 mm, Tensão = 19,0 V e Indutância = 40% foram mantidos constantes.
Como destacado nos testes preliminares executados anteriormente com parâmetros pré-qualificados, o descarte da raiz, se deu por motivos do preenchimento de quase que a totalidade da junta soldada (Figura 68). Portanto, a estratégia inicial é de aumentar a velocidade de soldagem e produzir uma resposta de corrente eficaz maior ou igual a 198 A com aproximadamente 18,4 Vrms, uma vez que, estes resultados colaboraram para o não aparecimento de falta de fusão lateral em análises macrográficas realizadas por Scotti et al. (2013).
Como apontado no Item 4.2, para encontrar o valor real de velocidade do carrinho basta dividir o valor parametrizado no console do Tartílope V4 por 1,277. No trabalho de Scotti et al. (2013) não é mencionado se existe alguma calibração de velocidade, ou seja, se a velocidade de soldagem utilizada de 31 cm/min é um valor registrado no console do equipamento orbital ou é o valor real de movimentação do carrinho. Então optou-se por utilizar inicialmente o valor de velocidade de soldagem de 39 cm/min programado no console do Tartilope, que corresponde a aproximadamente 31 cm/min (39 cm/min dividido pelo fator de correção 1,277).
O valor da indutância foi mantido constante e igual a 40% durante toda a realização dos testes com o processo GMAW convencional, pois, a máquina já se encontrava regulada para esta indutância. Magalhães (2012) realizou testes em que se variou a indutância desde 0 a até 100 e não se observou grande significância na variação dos valores de tensão e corrente média. Já no trabalho de Costa (2011), o mesmo optou por trabalhar com a indutância no modo “off” devido a não interferência em resultados de corrente e tensão em soldas de chanfro estreito.
Como mencionado no Capitulo 2 (Item 2.2) o envelope operacional para GMAW curto-circuito convencional utilizando gás de proteção Ar+25%CO2, sem Hi-Low, está entre 17,5 V e 20,5 V para velocidades de alimentações próximas a 5 m/min. Portanto, decidiu-se em manter 19,0 V em todos os testes.
Magalhães (2012) verificou em estudos que a amplitude de tecimento interfere na penetração. Assim, como nos resultados de Scotti et al (2013) obteve-se penetração para abertura de raiz 3 mm utilizando-se amplitude de tecimento 3 mm, optou-se por manter em todos os testes amplitude de tecimento de 3 mm (± 1,5 mm).
No Teste 1, como parâmetro de partida, utilizou-se a velocidade de soldagem de 30,6 cm/min e velocidade de alimentação de 5 m/min. Neste teste conseguiu-se completar a solda, mas o mesmo apresentou visivelmente um defeito decorrente da falta de penetração em parte da posição plana, em toda a posição vertical e sobrecabeça (Figura 83).
Foi observado durante a execução deste Teste 1, que a poça de fusão se mantêm um pouco à frente do arame na transição entre a posição plana e vertical se estendendo até
o início da posição sobrecabeça fazendo com que o metal anteriormente fundido escale a poça de fusão que está escorrendo a frente. Pereira et al. (2013) verificaram a ocorrência de falta de penetração em virtude do efeito de sobreposição da poça de fusão. Portanto, conclui-se que a velocidade de soldagem está reduzida e a falta de penetração na raiz é devido ao escorrimento da poça de fusão nestas posições.
PLANA VERTICAL SOBRECABEÇA
Figura 83. Aspecto da raiz do cordão de solda (lado interno ao duto) para o Teste 1
No Teste 2, aumentou-se a velocidade de soldagem para 32,9 cm/min com o intuito de manter a poça de fusão atrás do arame, mas apesar de apresentar penetração na posição plana com reforço em seu maior valor de 1,12 mm e menor valor de 0,03, este também apresentou falta de penetração em parte das posições vertical, descendente e sobrecabeça (Figura 84). Observa-se que aumentando a velocidade de soldagem a poça de fusão começa escorrer a partir da posição vertical, resultando em um melhor resultado do que no Teste 1.
PLANA VERTICAL SOBRECABEÇA
Figura 84. Aspecto da raiz do cordão de solda (lado interno ao duto) para o Teste 2
10 mm
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No Teste 3, aumentou-se a velocidade de soldagem para 35,2 cm/min e foi capaz de permitir penetração nas três regiões críticas da posição 5G de soldagem (plana, vertical descendente e parte da sobrecabeça). Observa-se no final do cordão de solda na sobrecabeça a existência de falta de penetração, mas apresentou penetração nas posições planas e vertical (Figura 85).
PLANA VERTICAL SOBRECABEÇA
Figura 85. Aspecto da raiz do cordão de solda (lado interno ao duto) para o Teste 3
No Teste 4, manteve a estratégia de aumentar a velocidade de soldagem, agora em 37,6 cm/min. Durante a execução de todo o cordão de solda observou-se que a poça de fusão permaneceu atrás do arame, mas observa-se a perfuração da raiz no fim da posição sobrecabeça (Figura 86), provavelmente devido à alta energia imposta.
PLANA VERTICAL SOBRECABEÇA
Figura 86. Aspecto da raiz do cordão de solda (lado interno ao duto) para o Teste 4
No Teste 5, a estratégia foi diminuir a energia imposta para evitar a perfuração. Conforme visto no Item 2.2.1.1, aumentando-se a velocidade de soldagem, mantendo a
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DBCP em 12 mm, consegue-se diminuir a energia de soldagem. Logo, aumentou-se a velocidade de soldagem para 39,2 cm/min (velocidade de movimentação limite atingida pelo equipamento Tartílope V4). Mesmo aumentando a velocidade de soldagem nota-se a perfuração no início do cordão de solda, mas não observou a perfuração no fim do cordão (Figura 87), fato parecido com o que aconteceu nos ensaios preliminares para o passe de raiz executados com o processo STT. Neste Teste 5, a tensão RMS média foi de 19,1 V e a corrente RMS média de 211 A. A princípio os valores de corrente e tensão são satisfatórios e acima dos valores conseguidos por Scotti et al. (2013).
PLANA VERTICAL SOBRECABEÇA
Figura 87. Aspecto da raiz do cordão de solda (lado interno ao duto) para o Teste 5
No Teste 6, para sanar a perfuração no início da posição plana procurou-se aumentar a DBCP para 14 mm, com o intuito de diminuir a energia imposta em fonte tensão constante, como visto no Item 2.2.1.1. Conseguiu-se um cordão de solda com boa penetração na posição plana e vertical (Figura 88). Pode-se observar pela Figura 88, que a perfuração em relação ao Teste 5 foi em menor extensão e seguindo nessa linha pode-se aumentar ainda mais a DBCP para tentar sanar o problema, uma vez que a corrente eficaz média foi de 207 A.
No Teste 7, aumentou-se a DBCP para 18 mm e durante a execução da soldagem para a posição sobrecabeça foi necessário desviar o arco para a lateral de um dos lados do chanfro para não apagar o arco, de forma que o arame não enterrasse e conseguisse completar a raiz. O resultado da corrente eficaz do passe de raiz para o Teste 7 foi de 217 A, ou seja, bem maior que nos Testes 5 e 6 devido a maior estabilidade do arco e a não perfuração da raiz. Este resultado também é maior do que a conseguida nos estudos de Scotti et al. (2013), no qual a corrente RMS encontrada por este autor de 198 A, e portanto,
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satisfatória. Já a tensão RMS média foi de 19,3 V e está de acordo com o envelope de trabalho visto no Capítulo 2.
PLANA VERTICAL SOBRECABEÇA
Figura 88. Aspecto da raiz do cordão de solda (lado interno ao duto) para o Teste 6
Para o Teste 7, o cordão de solda (Figura 89) não apresenta por meio de inspeção visual mordeduras, trincas e nem falta de penetração. Assim, a solda realizada no Teste 7 é adequada pela Norma API 1104 (2010). Destaca-se que na posição sobrecabeça, há uma concavidade na raiz. Entretanto, conforme a API 1104 (2010), qualquer comprimento de concavidade é aceito, desde que não haja falta de penetração.
PLANA VERTICAL SOBRECABEÇA
Figura 89. Aspecto da raiz do cordão de solda (lado interno ao duto) para o Teste 7
A análise de porosidade e falta de fusão lateral foram realizadas em conjunto com o passe de enchimento por meio de macrografias, a serem apresentadas no Item 5.2.3.2.
Para a velocidade de soldagem 39,2 cm/min a frequência de tecimento calculada por meio da Eq. 8 foi de 4,1 Hz. Neste caso, o equipamento permite que essa frequência seja parametrizada para amplitudes de soldagem de 3 mm (±1,5 mm). Mas, a limitação de
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parametrização da frequência de oscilação no Tartilope, conforme mencionado no Capítulo 3, não se traduz em perda de qualidade da união soldada, haja vista que Magalhães et al. (2014) avaliaram diferentes valores de frequência de tecimento e observaram que as raízes das soldas não apresentaram diferenças significativas quanto à variação da frequência de tecimento.
Conforme visto no Item 4.2 para preencher a junta em 50% é necessário que a relação Va/Vs seja de 16,42. Com esse parâmetro e técnica utilizada na sobrecabeça é possível obter o passe de raiz para o processo convencional preenchendo a junta teoricamente em aproximadamente 40%, uma vez que a relação Va/Vs é de 12,75. Foram realizados mais testes com os mesmos parâmetros do Teste 7 para verificar sua robustez e em todos obtiveram resultados semelhantes em corrente, tensão e aspectos superficiais.
Por fim, a Tabela 26 apresenta um resumo das principais características encontradas para cada um dos testes anteriormente apresentados na Tabela 25.
Tabela 26. Resumo das características encontradas para o processo GMAW convencional
Teste Principais características encontradas
1
Conseguiu-se completar a solda, mas apresentou visivelmente falta de penetração em parte da posição plana, em toda a posição vertical e sobrecabeça devido a escorrimento.
2 Apresentou falta de penetração em parte das posições vertical, descendente e sobrecabeça caracterizado por escorrimento.
3 Falta de penetração no final do cordão da sobrecabeça, mas apresentou penetração nas posições planas e vertical.
4 Perfuração da raiz no fim do cordão de solda na posição sobrecabeça.
5 Perfuração no início do cordão de solda, mas não observou a perfuração no fim
do cordão. 6
Conseguiu-se um cordão de solda com boa penetração na posição plana e vertical. Pode-se observar que a perfuração em relação ao teste 5 na posição plana foi menor.
7
O cordão de solda não apresenta por meio de inspeção visual mordeduras, trincas e nem falta de penetração. A corrente eficaz foi de 217 A e a tensão RMS foi de 19,3 V.
O conjunto de parâmetros encontrado e referente ao Teste 7 está de acordo com o envelope operacional proposto por Magalhães (2012) e Scotti et al. (2013) mostrado no Capitulo 2. Com base nesse conjunto de parâmetros definido, a Figura 90 mostra o aspecto da raiz (parte interna do tubo) executada com o processo convencional. Nesta figura é possível verificar que o processo convencional por curto-circuito gera mais respingos que o processo derivativo (STT) apresentado à frente na Figura 105.
Por fim, como visto no caso do Teste 7, para não ocorrer a perfuração da raiz no processo convencional na posição sobrecabeça, devido à alta velocidade de soldagem, é necessário desviar o arco na direção de um dos chanfros. Este procedimento pode favorecer o aparecimento de mordeduras na posição sobrecabeça e consequentemente pode favorecer a falta de fusão no passe de enchimento.
Figura 90. Detalhes do passe de raiz interno executado com o processo convencional por curto-circuito (Teste 7)