Resumos

ARTIGOS TÉCNICOS TECHNICAL PAPERS

Comparação da eficiência térmica entre soldagem A-TIG e TIG convencional

Comparison of thermal efficiency between A-TIG and conventional TIG welding

Thiago José Donegá; Thonson Ferreira Costa; Rosenda Valdés Arencibia; Louriel Oliveira Vilarinho

Universidade Federal de Uberlândia, Laprosolda, Uberlândia, Brasil. thdonega@yahoo.com.br

RESUMO

O processo A-TIG (soldagem TIG com fluxo ativo) consiste em depositar uma fina camada de fluxo sobre a superfície da peça antes da soldagem. A deposição da camada pode ser feita através de pincel ou spray, e a soldagem é realizada após a secagem. Verifica-se que com este processo é possível aumentar a produtividade (velocidade de soldagem) em até três vezes em comparação ao processo TIG convencional. Entretanto, os fenômenos físicos associados a este ganho prático de produtividade ainda permanecem sob discussão. Desta forma, o objetivo deste trabalho é analisar a eficiência térmica (rendimento térmico) e aporte térmico na soldagem com o processo A-TIG em comparação com o processo TIG convencional, utilizando-se de um calorímetro por nitrogênio líquido, como forma de contribuir para o melhor entendimento dos fenômenos físicos associados. Pelos resultados encontrados, se verifica que os efeitos da soldagem A-TIG sobre a geometria do cordão de solda se apresentaram de acordo com trabalhos anteriores. Em adição, de forma inédita, se destaca a menor eficiência térmica da soldagem A-TIG em comparação com a soldagem TIG convencional. A partir dos resultados encontrados, se nota que a constrição do arco é mais importante que a redução da eficiência térmica.

Palavras-chave: Fluxo Ativo, Calorimetria, Incerteza de Medição

ABSTRACT

The A-TIG process (TIG welding with active flux) consists in depositing a thin layer of flux on the workpiece surface just before the welding. The layer deposition can be done by brushing or spraying over the surface, and welding is performed after it dries out. It is found that with this process it is possible to increase productivity (travel speed) up to three times higher compared to the conventional TIG process. However, the physical phenomena associated with this practical gain of productivity still remains under discussion. Thus, the aim of this paper is to analyze the thermal efficiency and heat input in the welding process with the A-TIG compared with conventional TIG process by using liquid-nitrogen calorimeter, as a contribution to better understanding the physical associated phenomena. From the presented results, it is observed that the effects of A-TIG welding on the weld bead geometry are in agreement with previous work. In addition, it is possible to conclude that the thermal efficiency of the A-TIG welding is lower than the efficiency in conventional TIG welding. Thus, it is possible to conclude that the arc constriction is more important than the reduction of thermal efficiency.

Keywords: Active Flux, Calorimetry, Measurement Uncertainty

1. Introdução

Desenvolvido nos anos 60 pelo Paton Welding Institute, o processo A-TIG (soldagem TIG com fluxo ativo), consiste em se depositar uma fina camada de fluxo sobre a superfície da peça a ser soldada. Segundo Azevedo [1], o fluxo é formado por uma solução de óxidos ou fluoretos misturados a um solvente, que pode ser acetona, álcool ou mesmo água. A deposição da camada pode ser efetuada por meio de pincel ou spray de forma a se obter uma camada homogênea, e a soldagem é feita após a secagem. Verifica-se que com este processo é possível aumentar a produtividade em até três vezes em comparação ao processo TIG convencional [1, 2].

Kumar [3] destaca que, embora seja um processo simples, onde basta aplicar, previamente à soldagem, um fluxo sobre a superfície a ser soldada, os mecanismos envolvidos no processo de aumento de penetração da solda A-TIG ainda não estão consolidados. Entre os estudos abordados para buscar explicações sobre os mecanismos responsáveis pelo aumento da penetração na solda A-TIG, pode-se citar Modenesi [4], que avaliou fluxos com diferentes composições procurando justificar a utilização de um ou outro fluxo. Este autor demonstrou que o uso de fluxo na solda TIG, mesmo que de formulação simples (fluxo de um componente), pode aumentar a penetração da solda de forma eficiente. Vilarinho [5] utilizou um fluxo baseado em mistura de silicatos que propiciou aumento da penetração da solda ao ser aplicado em uma ampla gama de materiais, entre eles o aço inoxidável austenítico.

Visando compreender o comportamento do fluxo de calor e a diferença de temperatura na comparação entre os ciclos térmicos obtidos durante a soldagem A-TIG e TIG convencional, Vilarinho [6] concluiu que as temperaturas no processo A-TIG são maiores e o fluxo de calor para o processo TIG possui características bidimensionais ao passo que no processo A-TIG o fluxo de calor possui grande componente na direção da espessura, o que pode contribuir para o aumento na penetração.

Por outro lado, ainda não foram encontradas na literatura informações sobre a eficiência térmica do processo A-TIG, ou seja, estudos que quantifiquem o calor aportado (aporte térmico) na peça durante o processo de soldagem A-TIG. Tendo em vista que o aporte térmico é um parâmetro que influi decisivamente no processo de soldagem, tanto a nível industrial quanto de pesquisa, devido a sua direta ligação com as mudanças de características metalúrgicas e de propriedades mecânicas da junta soldada [6], é importante verificar qual o papel do fluxo do processo A-TIG no aporte térmico do processo.

Desta forma, o presente trabalho propõe analisar a eficiência térmica (rendimento térmico) e aporte térmico na soldagem com o processo A-TIG em comparação com o processo TIG convencional, utilizando-se de um calorímetro por nitrogênio líquido, como forma de contribuir para o melhor entendimento dos fenômenos físicos associados.

2. Materiais e Métodos

2.1 Aplicação de Fluxo

Para a realização das soldagens A-TIG, um fluxo a base de sais de silicato foi aplicado manualmente utilizando-se aerógrafo de mistura externa (ar e fluxo misturam-se fora do aerógrafo), a pressão do ar comprimido foi ajustada em três bars, a aplicação foi feita com duas passadas de jato de fluxo em cada chapa de um lado a outro no sentido da solda, obtendo-se ao final uma camada média homogênea de (39±7) µm, a qual foi medida utilizando-se de medidor digital de camada Mitutoyo Digi-Derm com exatidão de ±3 µm e faixa nominal de 0 a 1 mm. A espessura de camada foi obtida fazendo a medição da camada em três pontos (cantos e meio da chapa) e posteriormente se calculou a média e o desvio-padrão destas medições. A distância de aplicação entre o bico do aerógrafo e a chapa teste foi de 100 mm, e o tempo de secagem entre a aplicação do fluxo e a medição da espessura da camada foi aproximadamente 10 minutos.

2.2. Soldagem

Em todas as soldagens utilizaram-se chapas de teste em aço inoxidável austenítico AISI 304, com comprimento, largura e espessura de 165 mm, 51 mm e 4 mm, respectivamente. A vazão do gás de proteção foi de 12 l/min, eletrodo de tungstênio AWS WTh-2 com diâmetro de 2,4 mm, ângulo de apontamento de 60º e 10 mm para fora do bocal, diâmetro do bocal de 8 mm. As variáveis corrente de soldagem (I), a velocidade de soldagem (Vs), o gás de proteção, chapa com fluxo (A-TIG) e sem fluxo (TIG), e a distância do eletrodo à peça (DEP) foram variados a cada ensaio realizado, conforme mostra a Tabela 1. Estas condições experimentais representam valores médios utilizados industrialmente e foram obtidas baseadas na Refs. [1-3], nas recomendações do fabricante de eletrodo de tungstênio e em ensaios preliminares para verificação do funcionamento da bancada experimental.

As soldas foram feitas em uma bancada automatizada que possui um calorímetro por nitrogênio líquido (N₂L). Este último é utilizado para quantificar a energia absorvida pela chapa num processo de soldagem. Para tanto o equipamento dispõe de um sistema automático de movimentação da tocha com fim de curso que ao final da solda é acionado e faz com que a garra a qual está segurando a placa teste libere-a de forma suave para dentro do recipiente dewar (semelhante a uma garrafa de café com boca larga) contendo nitrogênio líquido. Esse recipiente situa-se sobre uma balança digital com saída de sinal e sistema de aquisição de dados para registrar a perda de massa pela evaporação do nitrogênio líquido devido à entrada no dewar da chapa aquecida pelo processo de soldagem [7]. Durante a soldagem também são registrados os sinais elétricos de tensão (U_i) e corrente (I_i) da fonte de soldagem para cálculo da potência instantânea média (P_inst) do arco elétrico, conforme Equação (1) para um dado número n de pontos. A relação entre potência e a velocidade de soldagem dá origem à energia de soldagem por unidade de comprimento, mais comumente utilizada na área técnica de soldagem. O sistema de aquisição dos sinais elétricos de tensão e corrente da fonte de soldagem, além do sinal da balança, é composto por uma placa de condicionamento de sinal dedicada [7], que processa os sinais para serem processados pela placa de aquisição NI USB 6215 com taxa de aquisição de dados de 2000 Hz.

A partir da medição da massa evaporada de nitrogênio líquido é possível estimar o quanto de calor existia na chapa quando esta foi inserida dentro do recipiente dewar, e que causou evaporação do nitrogênio. Assim, assume que o calor da chapa seja integralmente convertido em calor latente de vaporização do nitrogênio líquido. Uma vez conhecida a massa evaporada de nitrogênio e seu calor latente (198,6 J/g [7]), estima-se o aporte térmico da chapa. Entretanto, deve-se atentar que este calor está relacionado à variação de temperatura entre a temperatura durante a soldagem e a temperatura do nitrogênio líquido (-195,8ºC), o que não é a realidade de uma soldagem, pois o fluxo térmico do processo se refere ao resfriamento da peça da temperatura durante a soldagem até a temperatura ambiente. Assim, após a soldagem e retirada da chapa de teste de dentro do recipiente dewar, deve-se aguardar que a chapa atinja novamente a temperatura ambiente e reinseri-la novamente no recipiente dewar, para calcular o calor referente ao resfriamento da temperatura ambiente até a temperatura do nitrogênio líquido. Ao se subtrair os valores obtidos em ambas as medições, tem-se o aporte térmico do processo relacionado ao resfriamento da temperatura durante a soldagem até a temperatura ambiente.

Nesta metodologia deve-se atentar a variações de temperatura ambiente e umidade, para se efetuar correlações na massa evaporada de nitrogênio líquido, além de se descontar a massa da chapa de teste mais a massa do cordão de solda. Maiores detalhes são apresentados em [7]. De forma mais específica para este trabalho, quando a chapa teste é mergulhada no recipiente dewar contendo nitrogênio líquido, é necessário ajustar um tempo de aquisição para garantir que o registro dos dados seja feito desde o instante de inserção da chapa até a estabilização da evaporação (equilíbrio térmico entre o nitrogênio líquido e a placa de teste). Neste sentido, o tempo aguardado para aquisição do valor da indicação da balança para as placas com calor de soldagem foi ajustado em 200 segundos, e o tempo para placas à temperatura ambiente em 180 segundos, em conformidade com ensaios prévios [8].

Ao final conhecendo-se o aporte térmico na chapa de teste por comprimento unitário de cordão e a energia de soldagem, estima-se a eficiência térmica pela relação entre os dois.

2.3. Determinação da Incerteza na Medição da Eficiência Térmica

A medição da massa da placa teste feita após a soldagem, foi realizada em uma Balança digital fabricada pela Shimadzu Modelo UX6200H, com resolução de 0,01 g e faixa nominal de 0 a 6.200 g.

A medição da perda de massa pela evaporação do nitrogênio líquido foi feita utilizando uma balança digital Mark K 32001 com resolução de 0,1 g e faixa nominal de 0 a 32.000 g.

A Tabela 2 apresenta as informações sobre a calibração destas duas balanças conforme certificados de calibração emitidos por Balanças Indelt Minas, onde são apresentados a Incerteza Expandida (U), Fator de Abrangência (k), Graus de Liberdade efetivos (v_eff), Incerteza Padrão Associada à Calibração (u), Erro de Excentricidade da balança (EE), Erro do Zero da balança (EZ), e Erro de não Linearidade da balança (EL).

A incerteza padrão associada à medição efetuada por meio das balanças (I_M) foi estimada utilizando a metodologia proposta no ISO TAG 4WG 3 (2008), para tanto foi proposto um modelo matemático (Equação 2).

Onde I_Mé a incerteza associada à massa, s(L) é o desvio padrão da massa, ΔR é a correção associada à resolução da balança, ΔIC é a incerteza associada à calibração da balança, ΔEE é a correção associada ao erro de excentricidade da balança, ΔEZ é a correção associada ao erro de zero da balança, e ΔEL é a correção associada ao erro de não linearidade da balança.

Aplicando a lei de propagação de incertezas na Equação (2) obtêm-se a Equação (3), que permite determinar a incerteza padrão combinada associada às medições de massa.

Para avaliação da incerteza associada à medição do calor absorvido pelo N₂L devido ao calor entregue à chapa na soldagem (Q_s), foi utilizado o modelo matemático dado na Equação (4).

Onde 198,6 é o calor latente do nitrogênio, m_fsé a massa final de N₂L mais a placa teste após a solda no momento em que a perda de massa de N₂L se estabiliza, m_isé a massa inicial de N₂Lmais a placa teste após a solda no momento em que esta é introduzida no dewar, m_cs é a massa da placa teste soldada.

Para a avaliação da incerteza associada à medição do calor absorvido pelo N₂L devido ao calor da chapa à temperatura ambiente (Q_a), foi utilizado o modelo matemático dado na Equação (5).

Onde m_fa é a massa final de N₂L mais a placa teste soldada à temperatura ambiente no momento em que a perda de massa de N₂L se estabiliza, m_ia é a massa inicial de N₂L mais a placa teste soldada à temperatura ambiente no momento em que esta é introduzida no dewar.

Enquanto que para a avaliação da incerteza associada à medição do calor imposto pela soldagem (Q_t), foi utilizado o modelo matemático dado na Equação (6).

Aplicando a lei de propagação de incertezas nas Equações (4-6) obtêm-se as Equações (7-9), que permitem determinar a incerteza padrão combinada associada à medição dos parâmetros listados, respectivamente.

Aplicando as regras de derivação nas Equações (7-9) obtêm-se as Equações (10-12).

Segundo Vuolo [9], o erro máximo de calibração (E_calib), da maioria dos equipamentos, se dá pela menor leitura realizada pelo equipamento. De forma a se obter valores mais confiáveis neste trabalho será assumido o valor de duas vezes a menor leitura realizada pelo equipamento. Assim, o E_calibp relativo ao potenciômetro, utilizado para medir a velocidade de soldagem (V_sold), é igual ao dobro da resolução do equipamento, ou seja, 0,10 mm/s. De forma semelhante se considera o valor do E_calibt relativo ao transdutor, utilizado para medir a corrente, igual a 0,40 mA; e o valor do E_calibc relativo ao circuito de aquisição, utilizado para medir a tensão, igual a 100 mV.

A Resolução da placa de aquisição de sinais foi calculada utilizando a Equação (13), na qual o x representa a faixa dinâmica do conversor de sinal, e os bits representam a resolução [10]. A partir desta equação encontrou-se que a resolução da placa é de 0,1526 mV, dobrando esse valor têm-se 0,3052 mV.

Segundo Vuolo [9], a incerteza padrão combinada associada ao erro máximo de calibração pode ser obtida a partir da Equação (14).

Para avaliação da incerteza associada à medição do comprimento do cordão de solda (L_cord), foi utilizado o modelo matemático dado na Equação (15).

Onde V_sold é a velocidade de soldagem e t_arco representa o tempo de arco aberto.

Para a avaliação da incerteza associada à potência instantânea média (P_im), foi utilizado o modelo matemático dado na Equação (16).

Onde I_m é a corrente elétrica média e V_mé a tensão média.

Aplicando a lei de propagação de incertezas nas Equações (15) e (16) obtêm-se as Equações (17) e (18), que permitem determinar a incerteza padrão combinada associada à medição dos parâmetros listados, respectivamente.

Aplicando as regras de derivação nas Equações (17) e (18) obtêm-se as Equações (19) e (20).

Para avaliação da incerteza associada à medição do aporte térmico (Q_imp) e da energia de soldagem (E_sold), foram utilizados os modelos matemáticos dados nas Equações (21) e (22), respectivamente.

Aplicando a lei de propagação de incertezas nas Equações 21 e 22 obtêm-se as Equações 23 e 24, que permitem determinar a incerteza padrão combinada associada à medição dos parâmetros listados, respectivamente.

Aplicando as regras de derivação nas Equações (23) e (24) obtêm-se as Equações (25) e (26).

Para avaliação da incerteza associada à medição da eficiência térmica η_T), foi utilizado o modelo matemático dado na Equação (27).

Aplicando a lei de propagação de incertezas na Equação (27) obtêm-se a Equação (28), que permite determinar a incerteza padrão combinada associada à medição da eficiência térmica.

Aplicando as regras de derivação na Equação (28) obtêm-se a Equação (29).

2.4. Preparação e Análise Geométrica

Devido à baixa temperatura a que foram submetidas as placas de teste ao serem mergulhadas no nitrogênio líquido, novas placas de testes foram soldadas com os mesmos parâmetros da Tabela 1, para serem utilizadas para a medição dos parâmetros geométricos do cordão de solda, ou seja, sem a realização desta têmpera em nitrogênio líquido. Estas novas placas de teste foram preparadas conforme Figura 1, ou seja, aplicou-se o fluxo A-TIG somente em uma das metades da placa de teste, conforme experiência de outros autores [1]. Destaca-se que o sentido de soldagem é da metade onde não se tem fluxo para a metade onde há o fluxo, de forma a não haver possível contaminação do arco pelo fluxo, caso tivesse sido feito ao contrário.

Após as soldagens, as placas de teste foram cortadas transversalmente, de onde se retirou uma amostra da solda feita pelo processo A-TIG e outra amostra da solda feita pelo processo TIG, ambas com medidas de 10 x 20 mm. Cabe ressaltar que na área onde a solda passou da região sem fluxo para a região com fluxo foram desprezados 10 mm de cada lado, de modo a evitar regiões de instabilidade. Após cortadas, embutiu-se as amostras de forma que em cada embutimento se colocou uma amostra de solda A-TIG e outra de solda TIG, referentes à mesma chapa teste.

As amostras embutidas passaram por lixamento manual utilizando-se de lixas d'agua, nas granulometrias de 180, 220, 320, 400, 600 e 1200 grana. Após cada lixa a amostra era girada a 180º e lixada até que os sinais do lixamento anterior desaparecessem. O ataque químico para visualização do perfil de solda foi feito com reagente Marble.

2.5. Medição dos parâmetros lineares e da área fundida

Para a determinação da geometria do cordão, adotaram-se as medidas apresentadas na Figura 2, onde são mostrados os parâmetros lineares e a área fundida dos cordões de solda.

A medição dos parâmetros lineares foi feita utilizando um Projetor de Perfil digital Modelo Mitutoyo PJA3000, com resolução para medições lineares de 0,001 mm e faixa nominal de 50 mm para os eixos X e Y. Durante a medição foi utilizada uma lente de ampliação de 10X.

Conforme o certificado de calibração Nº. 12137/12 há uma incerteza expandida associada à lente de 0,01% para k = 2, enquanto que para as medições lineares no projetor de perfil a incerteza é de 0,002 mm para k igual a 2,03 e 99 graus de liberdade efetivos. Em ambos os casos a probabilidade de abrangência é de 95 %.

Os parâmetros lineares (PL) medidos foram Largura e Penetração. Cada um desses parâmetros foi medido três vezes em cada peça, a uma temperatura ambiente de (20±1) ºC.

A incerteza associada à medição com o projetor de perfil foi calculada aplicando a metodologia proposta no ISO TAG 4WG-3 (2008) [11]. Para tanto foram consideradas as seguintes variáveis de influência: desvio padrão das leituras - s(L); resolução do projetor de perfil (R_P); incerteza da calibração do projetor de perfil (I_CP) e a incerteza devido à ampliação da lente (I_LA).

Desta forma o modelo matemático utilizado para calcular a incerteza associada à medição dos parâmetros lineares é dado na Equação (30).

Aplicando a lei de propagação de incertezas em (30) obtém-se a Equação (31).

Por sua vez, para avaliação da incerteza associada à medição da área fundida foi utilizado o modelo matemático dado na Equação (32).

Onde A_F é a área fundida e a_P e b_P são a largura e o comprimento do quadrado de 1 mm² de área tomado como referência. Estas variáveis são diretamente correlacionadas, assim sendo, a incerteza padrão combinada associada à medição da área fundida pode ser calculada pela Equação (33).

A incerteza associada a a_P e b_P pode ser calculada utilizando as Equações (34) e (35), respectivamente.

Onde:

La_P erepresentam a variabilidade das leituras durante a medição de a_P e b_P, respectivamente;

R_SM é a correção associada à resolução do sistema de medição;

IC_SMé a correção associada à calibração do sistema de medição;

L_Oé a média das leituras;

Δα é a diferença entre os coeficientes de dilatação lineal do mensurando e do sistema de medição;

ΔT₂₀é o afastamento da temperatura em relação a 20ºC;

δT é a variação da temperatura durante a medição.

Desconsiderando os efeitos térmicos e aplicando a lei de propagação de incertezas em (34) e (35) obtém-se as Equações (36) e (37), que permitem determinar a incerteza padrão combinada associada a a_P e b_P, respectivamente:

Para definir a resolução durante a medição de área, utilizou-se uma régua graduada de aço do fabricante Pantec, com faixa de indicação de 0 a 300 mm e valor de uma divisão igual a 1 mm e o programa de tratamento de imagens.

A resolução foi definida a partir de uma imagem da régua determinando-se a quantidade de pixels em um comprimento de um milímetro, definido por dois traços da régua. Esta operação se repetiu cinco vezes, resultando no valor médio de 73,600 pixel/mm. Em seguida dividiu-se 1 mm por 73,600 e se obteve 0,0136 mm, o qual foi arredondado para 0,02 mm e considerada como a resolução linear do sistema de medição utilizado.

Devido na medição de área ser utilizada como referencia a área de um pixel, durante a medição foi considerada a resolução de 0,0004 mm².

Segundo o certificado de calibração número PR-03-021/05 a régua de aço possui uma incerteza expandida associada à calibração da mesma igual a 0,7 mm para k = 2,00 e infinitos graus de liberdade efetivos.

A incerteza padrão associada à calibração do sistema de medição foi estimada a partir da Equação (38), onde s(LP) é o desvio padrão da largura do pixel, ΔR_Ré a correção associada à resolução da régua e ΔIC_Ré a correção associada à calibração da régua.

Desta forma a incerteza linear encontrada foi de 1,32 mm para um intervalo de abrangência de 95,45 % e k igual a 1,96.

3. Resultados e Discussão

A partir da metodologia descrita no Item 2, a Tabela 3 traz os resultados da eficiência térmica (Nt) alcançada em cada ensaio para os processos TIG e A-TIG. Os resultados obtidos para a eficiência térmica do processo TIG sem fluxo, apresentados na Tabela 3, estão de acordo com os encontrados na literatura [7, 13, 14], que apresentam valores entre 61% e 79% de eficiência térmica, de acordo com as condições de soldagem. Desta forma, pode-se afirmar que os valores alcançados com a eficiência térmica do processo TIG sem fluxo estão em conformidade com outros autores.

Para se fazer uma comparação mais eficiente da eficiência térmica entre os processos A-TIG e TIG convencional, efetuaram-se os cálculos das incertezas conforme metodologia descrita no Item 2.3.

Resolvendo as Equações (10-12) obtém-se que o valor da incerteza padrão combinada associada à Q_s e Q_a é de 54,90 J. Neste caso o valor de u_c(Q_s) é igual ao u_c(Q_a), pois os valores de desvio padrão foram os mesmos em ambos os casos.

Por sua vez a incerteza expandida associada ao Q_s e Q_a é de 109,80 J para k=2 e 95% de abrangência. Este valor de incerteza representa aproximadamente 0,2% do calor absorvido pelo N₂L devido ao calor entregue à chapa. A variável que mais contribuiu para a incerteza final, neste caso, foi a m_is, sendo responsável por 50,38% seguida de m_fs responsável por 49,61% da incerteza final.

A partir da Equação (12) obtêm-se o valor da incerteza padrão combinada associada à Q_t que é de 77,64 J.

Por sua vez a incerteza expandida associada ao Q_t é de 152,18 J para k=1,96 e 95% de abrangência. Este valor de incerteza representa aproximadamente 0,42% do calor imposto pela soldagem.

Utilizando a Equação (14) determinou-se que a incerteza padrão combinada associada ao erro máximo de calibração da velocidade de soldagem, da corrente média, da tensão média e da placa de aquisição, foram respectivamente de 0,05 mm/s, 20 mA, 50 mV e 0,1526 mV.

Resolvendo as Equações (19) e (20) obtém-se que o valor da incerteza padrão combinada associada ao L_cord e ao P_imé respectivamente de 5·10^-3 mm e 0,564 W.

Por sua vez a incerteza expandida associada ao L_corde a P_im é, respectivamente de 0,01 mm e 1,13 W para k=2 e 95% de abrangência.

Resolvendo as Equações (25) e (26) obtém-se que o valor da incerteza padrão combinada associada ao Q_imp e a E_soldé respectivamente de 157,5 J/mm e 15,2·10^-3 J/mm.

Por sua vez a incerteza expandida associada ao Q_imp e a E_sold é, respectivamente de 315 J/mm e 30,4·10^-3 J/mm para k=2 e 95% de abrangência.

Resolvendo a Equação (29) obtém-se que o valor da incerteza padrão combinada associada a η_T é de 1,3%. Por sua vez a incerteza expandida associada a η_T é de 2,6% para k=2 e 95% de abrangência.

Para melhor entendimento dos efeitos dos fatores na eficiência térmica, optou-se por realizar análise de variância (ANOVA) dos resultados obtidos, apresentada na Tabela 4. De modo geral, por meio desta tabela, se observa que o nível de significância "p" é mais expressivo para o efeito de I/Vs (corrente de soldagem sobre velocidade de soldagem). Isto significa que a I/Vs é o fator que mais influenciou na eficiência térmica. Outra variável que também teve um nível de significância "p" considerável foi a Distância Eletrodo-Peça (DEP). Por essa análise é possível notar que a variação nos parâmetros das duas variáveis apresentadas é o que mais influencia no resultado da eficiência térmica. Neste contexto, o que se observa é que a significância no uso de diferentes tipos de processo (A-TIG ou TIG) não influencia significativamente na eficiência térmica se comparados as variáveis I/Vs e DEP. Os resultados da Tabela 4 são visualmente mais bem apresentados nas Figura 3 a 6.

A Figura 3, mostra o comportamento da eficiência térmica para os processos utilizados (TIG e A-TIG), observa-se que a eficiência térmica no processo A-TIG é menor em comparação ao TIG convencional. Os valores da eficiência térmica média se encontram na faixa de 66,2% e 68,4% para os processos A-TIG e TIG, respectivamente. Nota-se que esta diferença não é significativa, visto que, o resultado encontrado para a incerteza expandida associada à eficiência térmica (2,6%), foi maior que a diferença entre os dois processos de soldagem.

Na Figura 4 é apresentada a tendência da eficiência térmica, comparando-se as Distâncias Eletrodo-Peça (DEP) de 2 mm e 3 mm. Nota-se que a menor distância entre o eletrodo e a peça ocasiona uma maior eficiência térmica. Esta tendência vai ao encontro do trabalho feito por Tsai e Eagar [15] que compararam diferentes distâncias entre o eletrodo e a peça na soldagem TIG. Estes autores obtiveram maior intensidade de calor para a distância de 2 mm e à medida que aumentaram esta distância a intensidade de calor diminuiu. Segundo Arevalo (2011) [8], o efeito da perda de calor, e consequente diminuição da eficiência térmica, são ampliados pelo aumento do comprimento do arco. Ainda segundo o autor, quando a DEP é maior, as perdas de calor na coluna do arco são maiores do que a energia produzida pelo aumento da tensão e, que esta é diretamente influenciada pelas dimensões da coluna de plasma. De forma que, o maior comprimento do arco resulta numa maior área de contato da coluna de plasma com o ambiente, gerando uma maior troca de calor com o ambiente [8].

O Hélio possui maior condutividade térmica que o Argônio. Assim, as perdas térmicas do arco para o ambiente são maiores para o caso do Hélio, o que levaria a uma redução da eficiência térmica da mistura Ar+25%He. Por outro lado, a maior condutividade térmica do Hélio entregaria maior calor à chapa, o que levaria a uma maior eficiência térmica da mistura Ar+25%He. Alguns autores [16] encontraram que o arco com mistura Ar e He levou a uma soldagem com menor eficiência térmica. Já nas Refs [17] e [18] é mencionado que esta mistura gasosa leva a uma maior eficiência térmica. Pelo resultado da análise de variância, nota-se que a mistura gasosa não teve efeito significativo na eficiência térmica, justamente, por possuir estes dois efeitos opostos. Destaca-se que não é somente a condutividade térmica que interfere nas trocas térmicas entre o arco, o ambiente e a chapa, mas sim outras propriedades físicas do gás/plasma, como o calor específico, viscosidade, difusividade, dentre outros.

Na Figura 6 se pode ver o efeito de I/Vs para a eficiência térmica. Nesta comparação a eficiência térmica é maior para 6 A. min/cm em relação a 7 A. min/cm. A explicação deste resultado pode estar relacionada à perda de calor por convecção. Onde, o valor médio da penetração para 7 A.min/cm é maior em relação a 6 A.min/cm (3,044 mm e 2,799 mm respectivamente). Visto que, de acordo com Arevalo [8], quando há maior penetração há uma maior troca de calor com o ambiente por convecção através do reforço na raiz da solda. Outro fator que pode levar o valor de 7 A.min/cm a ter uma menor eficiência térmica é a Vs. De fato que, sua velocidade é menor, fazendo com que demore mais para a placa teste ser mergulhada no N₂L, permitindo também uma maior troca de calor com o ambiente. Esta é uma das limitações deste ensaio de calorimetria por nitrogênio líquido, ou seja, o tempo de duração da soldagem, o que representa perdas térmicas para o meio ambiente e maior difusão do calor para a peça.

Na Tabela 3, observa-se que o Ensaio 6T apresentou uma eficiência térmica muito baixa em relação aos outros ensaios, resultando em um valor de 53%. Tal comportamento manteve-se mesmo após repetição do ensaio. Neste caso, apesar de apresentar uma alta energia de soldagem (E_sold = 465,6 J/mm), as condições adotadas para o ensaio 6T, proporcionaram um baixo aporte térmico (Q_imp= 245,60 J/mm), significando que o calor imposto na chapa ao longo da solda por comprimento foi o mais baixo. De acordo com Arevalo[8], as maiores perdas de calor durante a soldagem acontecem por meio de convecção e radiação. Essas perdas de calor por meio de radiação acontecem em geral em função da maior coluna de arco. Neste contexto, um indicativo para a baixa eficiência térmica do ensaio 6T pode ser o aumento da coluna de arco, evidenciada pela maior largura do cordão, para as mesmas condições de corrente (100 A) e distância eletrodo peça (3,0 mm), como pode ser observado na Tabela 5.

Outro fator que pode ter contribuído para as perdas de calor é a elevada penetração do cordão, se comparado às outras soldas TIG convencionais, ficando próximo a valores alcançados pelas soldas A-TIG (Tabela 5). Como já mencionado, quanto mais a penetração do cordão se aproxima da face oposta da chapa, há maior troca de calor com o ambiente por convecção. Somando-se a esses fatores, a menor velocidade de soldagem proporciona um aumento nas perdas de calor, tanto por radiação na coluna do arco, quanto por convecção na face oposta da chapa.

A Figura 7 apresenta os perfis transversais dos cordões de solda utilizados para medição dos parâmetros geométricos. Verifica-se que, as amostras onde se aplicou o fluxo apresentaram um aumento da penetração do cordão, bem como, um estreitamento da zona fundida, análogo ao formato de "taça", devido ao efeito de constrição do arco.

A Tabela 5 mostra os resultados obtidos durante a medição dos parâmetros largura e penetração, respectivamente. Observando-se esta tabela, nota-se que em todos os casos os valores médios da largura para as soldas A-TIG são menores em comparação com as soldas TIG, estando de acordo com a literatura[1], onde é característico obter cordões mais estreitos com a aplicação de fluxo na solda TIG.

Com relação à penetração, se observa que os valores médios para as soldas A-TIG foram maiores em relação às soldas TIG. Portanto, a penetração da solda A-TIG também está conforme literatura [1], que obteve resultados de maior penetração para as soldas com fluxo em comparação com soldas sem fluxo.

Todas as informações referentes ao cálculo da incerteza da penetração para a amostra 1A são apresentadas de forma resumida na Tabela 6. Três algarismos foram acrescentados em todos os resultados para reduzir a propagação de erros devido ao arredondamento.

A partir da Tabela 6 se conclui que a incerteza expandida associada à medição da penetração para amostra 1A é de 0,023 mm para k = 1,96 e 95% de abrangência. A variável que mais contribuiu para a incerteza final foi a variabilidade das leituras. Esta influência pode ser diminuída aumentando o número de leituras. De forma similar foi estimada a incerteza de medição para todos os parâmetros medidos de todas as amostras. A Tabela 7 mostra de forma resumida os resultados obtidos.

A partir da Tabela 7, pode-se concluir que os valores de incerteza expandida associados à medição dos parâmetros lineares são pequenos, sendo que os menores valores foram observados para a largura. Neste caso, o valor máximo de incerteza expandida associada à medição para o parâmetro largura foi de 0,074 mm (amostra 8T), e o valor mínimo foi de 0,033 mm (amostra 1A).

O valor máximo de incerteza expandida associada à medição para o parâmetro penetração foi de 0,101 mm (amostra 4T), e o valor mínimo foi de 0,015 mm (amostra 8T).

Em todos os casos a variável que mais contribuiu para a incerteza final foi a variabilidade das leituras, o que pode ser justificado porque na medição com o projetor de perfil o operador determina os limites do mensurando a partir da imagem projetada na tela. A contribuição desta parcela pode ser diminuída aumentando-se o número de leituras.

A Tabela 8 mostra os resultados obtidos durante a medição da área fundida. Para cada amostra foram feitas cinco medições. Nessa tabela também são apresentados os valores médios e desvio padrão da área fundida.

Pode-se observar na Tabela 8 que os valores médios de área fundida para todos os corpos de prova variam entre 15,4510 mm² para a amostra 8A e 5,8964 mm² para a amostra 5T. A Figura 8 demonstra visualmente as médias das somas das áreas, onde o resultado é de 10,2040 mm² para as soldas A-TIG, e de 9,0163 mm² para as amostras com solda TIG. Neste caso a área fundida da solda A-TIG apresenta uma tendência em ser maior em relação à solda TIG convencional. Esta tendência pode ser explicada pela relação da energia de soldagem com a área fundida. Basu [21] apresentou em seu trabalho resultados relacionando estes dois parâmetros, no qual ele observou que houve um crescimento na área fundida e que este estava relacionado com o aumento da energia fornecida à solda [20]. Pode-se observar na Tabela 3 do presente trabalho que a energia de soldagem apresentou-se, de forma geral, maior para as soldas A-TIG em comparação às soldas TIG. De forma que este resultado pode justificar a tendência da solda A-TIG em apresentar uma maior área fundida.

Observando os resultados da Tabela 9, pode se notar que a incerteza expandida apresentou valores similares para todos os corpos de prova, os quais variaram entre 1,863 mm² e 1,870 mm² para as amostras 1A e 8T, respectivamente. Com o intuito de se diminuir a incerteza associada à medição, pode-se aumentar o número de leituras e/ou utilizar um padrão com uma resolução maior durante a calibração do sistema óptico [12].

Na Tabela 10 são apresentados os níveis de significância obtidos pela análise de variância dos fatores do parâmetro área fundida. A qual apresenta que a DEP é o fator com maior nível de significância na variação da área fundida. De forma que quando se varia a DEP obtêm-se uma variação significativa no tamanho médio da área fundida medida no perfil transversal da placa soldada. Segundo Azevedo [1], a variação na área fundida tem uma tendência em acompanhar a variação observada para a penetração. Desta forma, pode-se propor que quando há aumento na penetração da solda, também haverá aumento no tamanho da área fundida. Assim, quando a variável DEP diminui o valor da penetração aumenta e, consequentemente, a área fundida também.

A Tabela 11 apresenta os níveis de significância das variáveis de soldagem utilizadas sobre o parâmetro largura. As variáveis que apresentaram influência significativa (p < 0,05) sobre os valores de largura da solda, foram o processo, o gás e a DEP. A influência do processo em relação à largura pode ser verificado na Figura 9a. A qual apresenta uma comparação entre os valores médios de largura entre os processos TIG e A-TIG. Nesta o resultado está de acordo com o apresentado na literatura por diversos autores [1, 19, 20], os quais apresentam o mecanismo da constrição em soldas A-TIG. Este mecanismo que ocorre devido à presença de fluxo ativo resulta em um arco de solda mais estreito. Por consequência deste estreitamento do arco, a largura da zona fundida no cordão de solda também se torna menor. De forma semelhante se encontra na literatura os diferentes efeitos sobre a largura da solda para a utilização de vários gases de proteção. Traidia em seu trabalho obteve que a utilização do gás He e de misturas de Ar+He nas soldas resultou em perfis de solda mais largos se comparados ao Ar puro [22]. Da mesma forma a influência da DEP sobre o parâmetro largura já foi discutido em outros trabalhos [1]. Neste caso para as DEP's menores se obtiveram perfis de solda mais estreitos e para maiores DEP's a largura apresentou certo aumento [1].

A Tabela 12 demonstra a análise de variância para o parâmetro linear penetração. A qual apresenta os níveis de significância "p" das variáveis utilizadas no processo de soldagem. Nela se observa que a variável mais influente sobre a penetração foi o Processo.

A Figura 9b apresenta visualmente um comparativo dos valores médios de penetração das soldas A-TIG e TIG. Nesta figura se pode observar que a penetração no processo A-TIG tende a ser maior em comparação ao processo TIG. Vários autores [1, 4, 6] estudaram o efeito da penetração nas soldas TIG com fluxo em comparação a solda TIG convencional. Em todos estes estudos as soldas contendo fluxo apresentaram maior penetração em relação à solda sem fluxo. Assim, os fenômenos de maior penetração ocorridos nas soldas feitas neste trabalho estão de acordo com resultados obtidos anteriormente.

4. Conclusões

Em conformidade com trabalhos anteriores, conclui-se que a penetração da solda A-TIG aumenta e a largura diminui, em comparação com a solda TIG convencional. Em adição, de forma inédita, se conclui que a eficiência térmica do processo A-TIG é menor que a eficiência em soldas TIG convencionais. Entretanto, a diferença observada entre os valores de eficiência médios destes processos tem baixa significância, visto que seu valor é menor que a incerteza expandida associada.

Em adição, observaram-se dois efeitos principais, que possuem tendências diferentes. O primeiro deles é o efeito da constrição do arco, que tende a aumentar a densidade de corrente, verificado na menor largura do cordão. O segundo efeito é a menor eficiência térmica, que leva a um menor aporte térmico, reduzindo, assim, a penetração. Pelos resultados apresentados, o efeito da constrição do arco é mais importante que a redução da eficiência.

5. Agradecimentos

Os autores gostariam de agradecer à Fapemig (Proc. TEC-PPM-00511-12), ao CNPq (Procs. 481975/2012-8 e 307710/2011-4), à Capes e ao Laprosolda/UFU.

6. Referências Bibliográficas

Recebido em 17/03/2014

Texto final em 01/04/2014.

Datas de Publicação

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