Os processos a arco são relativamente pouco usados no caso da brasagem de cordões em filete nas juntas de sobreposição e de flanges em chapas finas, apesar de seus custos serem substancialmente menores em relação aos processos a laser (1). Embora diversas variantes de processos tenham

Fig. 1 – Fixação definida de um arco sobre a peça que está sendo soldada usando a oscilação periódica do arco

Fig. 2 – Medição do campo magnético usando um sensor de Hall. À esquerda: influência dos parâmetros de projeto; à direita; determinação da densidade de fluxo magnético na tocha de demonstração.

sido desenvolvidas e utilizadas nos últimos anos, elas foram abandonadas ao longo do tempo, particularmente devido ao aperfeiçoamento das fontes de laser de diodo. Isso também se deve ao fato de a confiabilidade do processo, especialmente sob altas velocidades de avanço, ser limitada pela fixação irregular do arco e pela sua passagem total pela chapa (figura 1, pág. 64). As consequências dessas instabilidades de processo são juntas defeituosas que requerem reusinagem complicada e dispendiosa. É necessário que ocorra um aporte suficiente e uniforme de energia em ambas as chapas para que se aumente a confiabilidade do processo.

A deflexão do arco oferece a possibilidade de forçar a sua fixação estável e influenciar o aporte de energia à peça sob soldagem. Embora o movimento mecânico do eletrodo torne possível defleti-lo, evitando que ele se fixe em apenas um dos lados da união, este procedimento produz somente baixas frequências de oscilação, que levam a trilhas de oscilação sobre a chapa sob altas velocidades de avanço. Por sua vez, a oscilação magnética (2-5) oferece a possibilidade de forçar a fixação estável do arco, mesmo sob altas frequências de oscilação. Quaisquer influências perturbadoras são compensadas pela oscilação magnética sobreposta de forma permanente sobre o arco (figura 1). Já são conhecidos alguns sistemas comerciais que aplicam deflexão magnética ao arco (6,7), sendo que parte deles já se encontra disponível (8,9). Contudo, até o momento, esses sistemas somente conseguiram aplicar frequências relativamente baixas de oscilação de arco. Além disso, ainda não há conhecimento sobre a influência que os arcos defletidos podem exercer sobre o fluxo de gás de proteção ou sobre o aporte de energia para a peça sob soldagem.

Em particular, é necessário caracterizar e entender a deflexão do arco para que se possa efetuar uma seleção dos parâmetros favoráveis para a oscilação. Esses aspectos estão sendo estudados como parte do projeto 16.779 B da Associação dos Grupos de Trabalho em Pesquisa Industrial (Arbeitsgemeinschaft industrieller Forschungsvereinigungen, AiF) da Alemanha.

Objetivo e caminho para a solução

O objetivo deste trabalho foi aumentar a confiabilidade do processo no caso da brasagem TIG usando deflexão periódica magnética do arco, tendo como meta principal abrir novas áreas de aplicação para o processo TIG, reduzir a reusinagem da união e aumentar a velocidade de avanço.

Foi desenvolvida durante este trabalho uma nova tocha TIG com refrigeração especial, dotada de um módulo altamente dinâmico para campo magnético para proporcionar a rápida oscilação do arco, bem como a cobertura ajustada de gás de proteção. O fluxo do gás do processo e as influências exercidas sobre ele pelo arco defle-

Fig. 3 – Comparação entre as densidades máximas medidas de fluxo magnético para bobinas que possuem materiais de núcleo ferrítico (núcleo de ferro) e ferrítico-macio, e que operam com corrente apresentando evolução senoidal.

Fig. 4 – Arranjo de um dispositivo para oscilação magnética do arco, o qual consiste de uma fonte modificada de potência para soldagem em corrente alternada (à esquerda), uma resistência de carga e a tocha para demonstração

tido foram analisados por meio de um modelo de arco desenvolvido em ANSYS CFX, um programa computacional baseado no método de elementos finitos. Os resultados desse modelo foram validados com modernas técnicas para diagnóstico de arco, tais como estrioscopia e a velocimetria por imagem de partículas. As conclusões obtidas foram implementadas e testadas usando-se um bocal melhorado para gás de proteção. Além disso, foram analisados e melhorados a geração e controle do campo magnético, bem como o uso de novos materiais para núcleo magnético, de forma a proporcionar uma deflexão ampla e rápida do arco.

Subsequentemente foram conduzidas investigações adicionais com a tocha para demonstração com o objetivo de quantificar a deflexão do arco. A deflexão do arco que, em uma primeira abordagem, foi determinada opticamente por meio de fotografias de alta velocidade, método usado até o momento, também foi caracterizada a partir de medidas de intensidade de corrente e energia na peça sob soldagem. O método do anodo dividido, que foi usado com esse objetivo, permite a medição exata das distribuições de intensidade e de energia de corrente aplicadas na peça sob processamento e, desta forma, também viabiliza a quantificação da deflexão do arco. Os parâmetros que influenciam essa deflexão foram determinados por meio da variação dos parâmetros de processo.

Foram definidos os parâmetros adequados para a brasagem de componentes de referência usando um arco oscilante, os quais foram avaliados com base nos resultados obtidos. Os ensaios investigaram a melhoria na capacidade de tolerâncias do processo de união decorrente do uso de oscilação magnética do arco em comparação com o processo convencional da brasagem de juntas de flange em chapas de aço galvanizadas. Foram variados não apenas o desalinhamento lateral da tocha em relação à ranhura, o desalinhamento da altura e a folga de brasagem entre as chapas, como também a velocidade desse processo.

Solda TIG para demonstração

Módulo de campo magnético e controlador

Para projetar o módulo para campo magnético com altas frequências de oscilação do arco, foram investigados os parâmetros de construção da bobina (incluindo seu formato, e o material e formato do núcleo magnético) usando uma bancada especial para medição (figura 2, à esquerda, pág. 65). A densidade de fluxo magnético foi determinada usando-se um sensor Hall (tipo Honey well SS496A1) dentro de um invólucro de plástico. Foram previstos recessos no invólucro para acomodar duas bobinas em oposição com núcleos magnéticos. O campo magnético da tocha para demonstração também foi medido em outro aparato experimental (figura 2, à direita, pág. 65).

A utilização de materiais ferríticos macios para o núcleo, os quais são tipicamente usados nessa aplicação para o caso de altas frequências (superiores a 1 kHz), não oferece quaisquer vantagens em relação aos núcleos normais de ferro dentro da faixa objetivada de frequências, da ordem dos três dígitos em Hertz. Sob frequências a partir de 100 Hz pode-se observar uma abrupta queda na densidade máxima alcançável de fluxo magnético para ambos os materiais de núcleo (figura 3, pág. 65). A diminuição da densidade de fluxo magnético que ocorre à medida que a frequência se eleva é causada pelo aumento da resistência indutiva nas bobinas. Portanto, a voltagem fornecida pela seção de potência

Fig. 5 – Modelo numérico em 180° da tocha TIG

não é mais suficiente para manter a amperagem estipulada.

Foi reconhecido que, no futuro, o campo magnético terá de ser produzido por bobinas com baixo número de espiras, mas com um melhor módulo de potência, o qual deverá ter altas reservas de voltagem. Foi usada uma fonte de potência para soldagem de corrente alternada para atingir esse objetivo. A vantagem dessa configuração está no fato de que a fonte modificada de potência para soldagem satisfaz todos os requisitos de segurança e pode ser operada em um ambiente típico desse processo sem quais- quer restrições especiais. A rápida mudança na orientação do campo magnético (desmagnetização) é suportada por uma resistência de carga em uma conexão em série no circuito de potência da bobina (figura 4, pág. 68).

Fluxo de gás de proteção com arco defletido

Foi usado o programa computacional ANSYS CFX 13 para as investigações numéricas sobre o fluxo de gás de proteção com arco TIG defletido. No modelo, uma tocha simplificada para soldagem TIG (consistindo do catodo, da peça sob soldagem, do bocal do gás para proteção e do espaço circundante para fluxo) foi montada em um modelo com simetria de espelho (180°), conforme mostra a figura 5. O cálculo do fluxo está

Fig. 6 – Modelo numérico para fluxo (à esquerda), mostrando a deterioração na cobertura do gás para proteção em consequência da deflexão do arco e validação do fluxo de gás por meio de medições de velocimetria por imagem de partículas (à direita).

baseado em equações para a conservação de energia, de massa e de momento. O sistema de equações para a mecânica do fluxo precisa ser estendido para a investigação até os processos de arco, de forma que os efeitos da coluna do arco e do fluxo de plasma (eletrodinâmica) também sejam levados em conta. Foi usado um modelo magnetohidrodinâmico para atender a esse objetivo. As equações utilizadas foram detalhadamente descritas por outros autores (10,11).

Não apenas a difusão, como também a mistura turbulenta, precisam ser levadas em consideração para o modelamento da mistura do gás de proteção com os gases atmosféricos. A esse respeito, é necessário levar em conta a difusão, dependendo da temperatura do gás. Foram usados coeficientes de difusão de misturas de argônio/ gás dependentes da temperatura, os quais foram determinados por Murphy (12). O campo magnético que as bobinas produziram na tocha de demonstração foi medido com auxílio do sensor Hall, sendo implementado no modelo um campo

Fig. 7 – Tocha automática para soldagem padronizada (à esquerda) e tocha para soldagem TIG adaptada com bocal para gás de proteção recém-desenvolvido, e um módulo melhorado de campo magnético para promover oscilação magnética do arco (à direita).

magnético externo homogêneo equivalente, de 5 mT.

As investigações numéricas mostram uma deterioração substancial na cobertura de gás de proteção na direção da deflexão do arco devido ao campo magnético externo (figura 6, à esquerda, pág. 70). Foram calculados altos valores de concentração de oxigênio devido à maior difusão desse gás, causada pelas altas temperaturas do arco e dos fenômenos de turbilhonamento de ar, em consequência das turbulências que ocorreram na região da deflexão do arco. Não houve efeito de sucção lateral proveniente desde a região não defletida do fluxo de gás de proteção até o arco. A cobertura de gás de proteção no lado não afetado pelo arco permanece muito boa. As investigações usando velocimetria por imagem de partículas permitiram confirmar experimentalmente a existência desse campo de fluxo calculado numericamente (figura 6

Fig. 8 – Fotografias da deflexão do arco magnético tiradas por câmera de alta velocidade, sob corrente de soldagem de 100 A e frequência de oscilação de 100 Hz sobre aço estrutural.

à direita, pág. 70). Além disso, as investigações usando estrioscopia constataram forte turbulência do arco lateral como consequência da deflexão do arco.

Uma comparação entre as variantes do bocal de gás de proteção assumindo diferentes formatos, em combinação com diferentes valores de vazão, mostrou que o uso de uma geometria de bocal do gás de proteção ampliada na direção do arco, em combinação com um inserto de laminarização para promover a distribuição uniforme do fluxo de gás, levou a uma clara melhoria na cobertura do gás de proteção. Além disso, a maior geometria do bocal de gás de proteção serve para evitar qualquer sobrecarga térmica do bocal como resultado da deflexão do arco. Não houve necessidade de se utilizar o bocal do gás de proteção feito de cerâmica durante os testes devido à sua boa refrigeração. O trabalho foi executado com ignição de contato. Contudo, foi necessário usar um bocal cerâmico para a ignição do arco sem contato (ignição por alta frequência).

Montando e testando o bocal de demonstração

As constatações decorrentes da melhoria do fluxo e do projeto do módulo de campo magnético foram implementadas numa tocha para demonstração (figura 7, pág. 72). Foi usada uma tocha de soldagem automática modificada, com bocal alterado para gás de proteção e módulo de campo magnético adaptado. O bocal para gás de proteção consistia de dois componentes feitos de cobre, dissipador de calor aparafusado com refrigeração a água e bocal encaixável. A área transversal do fluxo de saída do gás de proteção foi alargada na direção do arco defletido, o que proporcionou uma melhor cobertura do gás de proteção. Uma grade adicional inserida no bocal do gás de proteção assegura que seu fluxo será laminar, tornando-o uniforme ao redor da circunferência. O módulo de campo magnético (consistido de duas bobinas com núcleos magnéticos e uma culatra magnética) foi fixado axialmente à tocha.

O módulo de campo magnético foi configurado por meio do enrolamento de um fio para bobinas resistente ao calor (com capacidade para suportar temperaturas de até 180°C, classe térmica H) sobre uma estrutura composta por um núcleo sólido de ferro e uma

Fig. 9 – Comparação das fotografias tiradas pela câmera e a radiação do arco calculada numericamente sem e com oscilação

chapa de aço elétrico. Em cada caso foram enroladas 35 espiras com diâmetro de 1,25 mm usando fio de cobre isolado com esmalte. O resultado foi uma bobina com baixa indutância. As estruturas possuem recessos na culatra magnética, de forma que elas podem ser fixadas axialmente na tocha sem perturbar o fluxo magnético. As chamadas sapatas magnéticas levam a uma compressão local do campo magnético na região do arco. Para evitar a ocorrência de qualquer dano aos núcleos magnéticos ou às bobinas devido ao aporte de energia proveniente do arco ou ao aquecimento ôhmico (efeito Joule) da bobina, foi integrado um sistema de refrigeração direta com água no interior dos núcleos magnéticos.

A figura 8 (pág. 73) mostra fotografias de alta velocidade do arco oscilante para oito pontos

Fig. 10 – Arranjo experimental para medição da densidade de corrente elétrica e da densidade de fluxo de calor(10)

no tempo, distribuídos uniformemente por meio de um ciclo de oscilação senoidal. Os parâmetros de processo adotados aqui foram: corrente de soldagem, 100 A; folga no eletrodo, 5 mm; frequência de oscilação, 100 Hz sob corrente máxima na bobina de 10 A; modo senoidal de operação. O metal-base utilizado foi aço com baixo carbono (1.0037). Apesar de ter sido usado metal-base ferrítico nos testes, puderam ser observadas amplas deflexões do arco em ambos os lados da tocha de soldagem nas fotografias. Nos ensaios sob carga, foi possível operar o bocal para demonstração de forma confiável, sob amperagem máxima de soldagem igual a 200 A com arco oscilante.

Diagnóstico da deflexão do arco

As deflexões do arco eram anteriormente quantificadas a partir da avaliação óptica do formato do arco. A figura 9 apresenta a determinação da deflexão óptica feita no experimento e no modelo numérico com base na radiação do arco. A definição do campo magnético externo e de um arco sob o mesmo valor de amperagem utilizado no experimento permitiu que o modelo numérico previsse um arco com formato quase idêntico. Contudo, o formato do arco na fotografia se altera devido ao tempo de exposição programado na câmera. Dessa forma, não é possível fazer uma descrição clara da deflexão óptica do arco. A avaliação óptica da deflexão do arco deve ser questionada, sobretudo no caso de arcos que apresentarem deflexões extremas ou colunas torcidas de arco O aporte de energia no componente e, portanto, a distribuição da densidade de fluxo de calor na superfície da peça que está sendo soldada é decisivos para os resultados da soldagem. Foram usados o arranjo experimental de Nestor (13), juntamente com os aperfeiçoamentos feitos pela Universidade Técnica de Dresden, de acordo com outros autores (11,14), para medir a densidade de corrente elétrica e a densidade do fluxo de calor. Para tanto, foram usadas duas placas de cobre que estavam desacopladas galvânica e termicamente entre si. O arco foi manipulado perpendicularmente ao plano de separação por meio das placas (figura 10, pág. 74).

No caso de arcos com simetria rotacional, as correntes elétricas e os fluxos de calor podem ser convertidos em uma distribuição de densidades de corrente radial, dependendo da distância a partir do plano de separação das placas de cobre. Contudo, pode -se esperar distribuições assimétricas das densidades de corrente e do fluxo de calor sobre a peça que está sendo soldada quando ocorrem arcos defletidos. Logo, não é possível converter a curva medida em uma curva de distribuição usando a integral de Abelian. Foi posteriormente desenvolvida uma nova abordagem para avaliação, na qual as distribuições de corrente e de energia sobre a peça que está sendo soldada podem ser visualizadas mesmo no caso de arcos que não são rotacionalmente simétricos. Neste caso, assume-se que o arco defletido somente promova alterações leves na direção

Fig. 11 – Avaliação das distribuições de corrente e de fluxo de calor para arcos que não apresentam simetria rotacional, estabelecida usando-se o procedimento do anodo repetido. Parte superior: medição de referência para um arco não defletido. Parte inferior: arco defletido magneticamente com distribuição de corrente modificada e ampliada.

perpendicular à de deflexão. São formadas seções individuais ao redor do ponto de intersecção comum às curvas de distribuição. As faixas correspondem a diferentes proporções do valor total, sendo retratadas em um novo gráfico de faixas expressas em barras. Dessa forma, as distribuições de aporte de corrente e de energia podem ser mostradas em etapas (figura 11). A representação da distribuição de corrente no gráfico de barras permite visualizar a deflexão do arco, bem como estabelecer uma comparação da intensidade com o arco de referência, ilustrando o princípio da evolução das distribuições de corrente e de energia sobre a peça que está sendo soldada. A figura 11 mostra que a distribuição de corrente sobre a peça que está sendo soldada é deslocada e, de forma geral, ampliada pela deflexão magnética do arco. Em comparação com o arco não defletido

Fig. 12 – Deflexões de arco determinadas experimentalmente (parte superior) e calculadas numericamente (parte inferior) para um arco TIG de 100 A com deflexão magnética. À esquerda: deflexão do arco determinada opticamente; no centro: deflexão do aporte de corrente na peça que está sendo soldada; à direita: deflexão do aporte de fluxo de calor na peça que está sendo soldada.

isso resulta em uma distribuição de corrente mais plana, com menor densidade de corrente máxima. A figura 12 apresenta essas distribuições de aportes de corrente e de fluxo de calor para a peça que está sendo soldada com um arco defletido, as quais foram determinadas experimentalmente usando o procedimento do anodo dividido. Neste caso, as distribuições de corrente e de fluxo de calor determinadas experimentalmente são representadas usando-se duas faixas expressas em barras, nas quais se alcançou 50% (verde) ou 90% (vermelho) do valor total. Um ponto sobre a superfície da peça que está sendo soldada ilustra os locais (raiz) em que ocorreram um aporte máximo de corrente (roxo) e de fluxo de calor (laranja). Em contraste com a deflexão do arco determinada opticamente (ciano), foi estabelecida uma deflexão substancialmente menor do arco para as distribuições de corrente e de fluxo de calor sobre a peça que está sendo soldada. Portanto, a deflexão do arco determinada opticamente não é adequada para prever o local do aporte de energia sobre a peça que está sendo soldada. Em contraste com a raiz da distribuição da corrente elétrica, o local do aporte máximo do fluxo de calor (em cor laranja) deslocou-se para a extremidade devido ao fluxo de saída unilateral do plasma de gás aquecido na direção de deflexão sobre a peça que está sendo soldada.

Definição e parâmetros

Para aplicar na prática a técnica de oscilação do arco, é necessário conhecer os fatores essenciais que influenciam sua deflexão. Dentro desse objetivo foi investigada a sensibilidade da deflexão do arco, bem como dos aportes de corrente e de energia, em relação a modificações nos parâmetros do processo de soldagem, com e sem deflexão do arco. Foi aplicado um campo magnético externo de

Fig. 13 – Determinação óptica da deflexão do arco e perfil de penetração em vários tipos de aço; em cada caso, sem e com deflexão do arco. Parte superior: aço ferrítico (1.0037); parte inferior: aço austenítico (1.4301).

Fig. 14 – Distribuições de aportes de corrente e fluxo de calor, bem como deflexões de arco para diferentes valores de amperagem, determinadas experimentalmente.

2,5 mT (corrente da bobina: 2 A) com arco defletido. Foram alterados o metal-base, a amperagem de soldagem, a folga do eletrodo, a posição do núcleo polar, o ângulo do catodo, o fluxo volumétrico e o tipo do gás de proteção.

Foi constatado nos testes em que foi aplicado um campo magnético externo igualmente alto usando-se aço ferrítico (1.0037) como metal-base, que ocorreu menor deflexão de arco do que quando se utilizou aço austenítico (1.4301) como metal-base (figura 13, pág. 78). A causa da pequena deflexão do arco ao processar aço ferrítico resulta no maior espalhamento do fluxo magnético por meio do metal-base devido à melhor condutividade magnética (permeabilidade magnética μR ) da ferrita. Esse fenômeno diminui o campo magnético disponível para a deflexão do arco em sua região. Portanto, é necessário ajustar os parâmetros da oscilação do arco quando se altera o metal-base que está sendo soldado. Além disso, a deflexão do arco leva à deformação superficial do cordão. Também é possível observar, na direção transversal, um perfil de penetração mais largo e simultaneamente mais plano quando ocorre deflexão do arco (figura 11, pág. 76). Mais abaixo, o procedimento do anodo dividido foi usado para efetuar a análise do perfil de aporte de energia sobre a peça que está sendo soldada e sobre a deflexão do arco.

A figura 14 mostra a influência exercida pelas densidades de corrente e de fluxo de calor, bem

Fig. 15 – Influência do desalinhamento da tocha sobre a brasabilidade. À direita: campo de tolerância do processo de brasagem sem e com o arco oscilado magneticamente; à esquerda: corpos de prova de chapas com desalinhamento de tocha igual a 0,5 mm.

como pela deflexão do arco, para diferentes valores de amperagem, com e sem deflexão do arco. Foi constatado que não há correlação linear entre os valores de amperagem de soldagem e a deflexão do arco utilizados. Se o valor da amperagem de soldagem for aumentado desde 100 A para 125 A, o deslocamento da raiz na peça que

Fig. 16 – Influência do tamanho da folga entre as chapas sobre a brasabilidade. À direita: campo de tolerância do processo de brasagem sem e com um arco com oscilação magnética; à esquerda: corpos de prova de chapas brasadas com folga de 1 mm entre as peças que estavam sendo unidas.

está sendo processada permanece quase constante. Portanto, não é possível defletir o arco ao longo de uma distância qualquer, definindo-se assim um limite de processo. Ao mesmo tempo, o limite de deflexão pode ser usado para estabelecer uma raiz estável sobre a peça que está sendo soldada, a qual não pode ser influenciada a

Fig. 17 – Quadro geral da alteração no campo de tolerância do processo durante a brasagem de chapas galvanizadas para a confecção de juntas de flange usando um arco com oscilação magnética

partir do ambiente exterior, mesmo por flutuações ou perturbações do processo.

A deflexão do arco é modificada não apenas pela sua amperagem, como também pela alteração na folga do eletrodo ou na posição dos núcleos polares, bem como pela alteração do gás de proteção. Assumindo-se um arco TIG de 100 A defletido, um aumento da folga do eletrodo desde 5 até 8 mm leva ao dobro da deflexão do arco, enquanto ela cai pela metade quando a composição do gás de proteção é alterada de argônio para uma mistura de argônio e hélio (50%/50%). Por sua vez, alterações no ângulo do catodo ou no fluxo volumétrico do gás de proteção são desprezíveis em termos da deflexão que se pode conseguir no arco.

Testes com o componente

Antes de mais nada, foi verificada a adequação de vários materiais para brasagem por meio de ensaios relacionando a brasagem de chapas de aço galvanizadas em juntas de flange. Foram usados os materiais para brasagem CuAl8 e CuSn6P, além da opção padrão CuSi3Mn1. Os ensaios efetuados com os materiais para brasagem CuSi3Mn1 e CuAl8 apresentaram baixa reprodutibilidade. Portanto, foi utilizado o material para brasagem CuSn6 nos ensaios posteriores, de forma a melhorar a capacidade em termos de tolerância para o processo de união usando oscilação magnética do arco. Foram brasadas as chapas de aço galvanizadas por imersão a quente (DX54+Z100) e eletro- galvanizadas (DC06_ ZE75/ 75 B PO), com e sem superfícies fosfatadas. As chapas com espessura de 0,8 mm foram fornecidas com raio de flange igual a 2 mm. Foram variados não apenas o desalinhamento lateral da tocha em relação à ranhura, o desalinhamento de altura e a folga de brasagem entre as chapas, como também a velocidade de brasagem. Foram usados fios com diâmetro de 1,6 mm como material para brasagem. A distância entre o eletrodo e a face superior da chapa foi igual a 1 mm. Foi aplicada uma corrente senoidal na bobina sob amperagem média de 2 A (2,5 mT), com o arco sendo oscilado magneticamente. Foi estipulada uma frequência de 100 Hz para evitar a formação de trincas de oscilação indesejáveis sobre a face superior da chapa, mesmo sob altas velocidades de avanço.

Foi possível observar que a oscilação magnética do arco permite a adoção de tolerâncias maiores que as correspondentes ao processo TIG convencional sem qualquer oscilação, sobretudo durante o posicionamento da tocha sobre a ranhura do flange em forma de “V” simples (figura 15, pág. 80). Enquanto dificilmente se pode tolerar qualquer desvio em relação à posição central no processo convencional, no qual não ocorre nenhuma deflexão periódica do arco, no novo processo é possível contornar desvios da posição do eletrodo em relação à posição central de até 0,5 mm, usando o arco com oscilação magnética. Além disso, a deflexão periódica do arco aumenta a capacidade de preenchimento de folgas, de maneira que quaisquer folgas entre as chapas podem ser melhor compensadas (figura 16, pág. 80).

Por outro lado, não foi verificada nenhuma influência em relação à compensação para o desalinhamento na altura entre ambas as chapas a serem unidas. Sob altas velocidades de brasagem também se observou uma ligeira deterioração nos resultados desse processo, devido a um aporte de energia mais abrangente para a chapa. Em consequência disso, o fio sofre apenas fusão insuficiente. Portanto, é necessário ajustar o material de adição e a amperagem da soldagem conforme essa distribuição alterada de energia.

Além disso, investigações com vários materiais para brasagem mostraram que as influências que podem ser exercidas sobre o processo são extremamente dependentes em relação ao comportamento do fluxo desses materiais. Dificilmente poderá ser conseguida alguma melhoria com o material para brasagem “padrão”, CuSi3Mn1. É necessário que o material para brasagem apresente baixa viscosidade (por exemplo, CuSn6P) para que se possa fazer uso das vantagens proporcionadas pelo arco com oscilação magnética, ao mesmo tempo em que se amplia o campo de tolerâncias do processo. Portanto, é necessário ajustar o material para brasagem ao processo, de forma a explorar plenamente as vantagens proporcionadas pelo arco TIG com oscilação magnética.

Conclusões

Foram investigadas as várias possibilidades existentes para caracterizar a deflexão do arco como parte de um projeto mais abrangente. Foi reconhecido que a avaliação óptica da deflexão do arco não é adequada para prever o aporte de energia para dentro da peça que está sendo soldada. A deflexão do arco e o local do aporte de energia somente podem ser detectados corretamente com auxílio do método do anodo dividido. A eficiência da tocha para demonstração foi comprovada durante experimentos de brasagem em cordões de flanges, destacando-se o potencial de melhoria em relação ao processo TIG convencional. Foi possível demonstrar que a deflexão periódica do arco serve para ampliar o campo de tolerâncias sob o qual uma junta brasada de alta qualidade pode ser confeccionada. Acima de tudo, tendo-se em vista a capacidade ainda controlável para preenchimento de folgas entre os membros da união e o posicionamento da tocha acima do flange, foi possível conseguir melhorias em comparação com o processo convencional no qual não ocorre nenhuma deflexão do arco. Contudo, essas melhorias são extremamente dependentes do comportamento do fluxo do material para brasagem. Portanto, é necessário ajustar o material para brasagem ao processo com oscilação do arco.

Agradecimentos

O projeto da Associação Industrial Alemã de Pesquisa e Desenvolvimento (Industriellen Gemeinschaftsforschung und Entwicklung, IGF) IGF 16.779B / DVS 03.097, executado pela A ssociação de Pesquisa sobre Soldagem e Processos Aplicados da Associação Alemã para Soldagem (Deutscher Verband für Schweiβen, DVS), com sede em Düsseldorf, Alemanha, foi promovido pelo Ministério Federal Alemão da Economia e Tecnologia (Bundesministerium für Wirtschaft und Technologie, BMWi), por meio da Aliança dos Grupos de Trabalho em Pesquisa Industrial (Arbeitsgemeinschaft industrieller Fors-chungsvereinigungen, AiF), dentro do programa para promoção da pesquisa e do desenvolvimento conjunto industrial. Os autores agradecem ao financiamento e ao apoio durante a execução deste projeto de pesquisa. Além disso, agradecem às empresas participantes do comitê para acompanhamento do projeto pelas interessantes discussões e sugestões relacionadas à execução do projeto, bem como pelo seu suporte na forma de contribuições em produtos e serviços.

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Modelamento para a conformação de chapas de aço com alta resistência – Parte 2

A previsão de falhas em componentes estruturais é essencial para viabilizar o projeto de peças industriais feitas a partir de chapas metálicas. Portanto, a previsão precisa dos danos que precedem as trincas permite o prolongamento dos limites de conformação pela estratégia de manufatura formulada com base nos resultados de simulações. O modelo apresentado na primeira parte deste trabalho (Corte e Conformação de Metais, edição 132, abril de 2016) foi aplicado para prever a ocorrência de trincas durante a estampagem profunda de uma peça usando matriz em formato de cruz, cuja capacidade foi demonstrada pela comparação de experimentos. A segunda parte deste trabalho trata da previsão de falhas devido à ocorrência de trincas.Foi observado em particular que a melhoria dos resultados da simulação em termos da previsão de falha pode ser atribuída ao fato de ter sido considerado o efeito dos estados de tensão de compressão sobre a evolução do dano. Em uma segunda aplicação foram analisados os limites de conformação num processo de dobramento ao ar usando o mesmo modelo de dano.

26/11/2021


Critérios de estampabilidade de chapas metálicas

Atualmente são realizados muitos testes para caracterizar as propriedades de chapas metálicas, tendo em vista que tais procedimentos podem auxiliar tanto profissionais como, por exemplo, o projetista de peças feitas a partir delas, como contribuir para que o desenvolvimento e a fabricação de um produto ocorram de forma otimizada e com o mínimo possível de defeitos na peça final. Entretanto, não existe um teste específico que possa fornecer todas as informações necessárias, sendo comumente empregados vários tipos de ensaios para a correta caracterização do processo de estampagem. --

12/11/2021


Como a instabilidade da temperatura na soldagem por fricção influencia a qualidade da junta

Durante a soldagem por fricção é necessário evitar a distribuição não-uniforme de altas temperaturas. A distribuição instável de temperaturas afeta as tensões térmicas e residuais presentes na junta soldada, as quais precisam ser aliviadas. Este trabalho apresenta um método para evitar o surgimento de diferenças significativas de temperatura ao longo da linha de solda e também para eliminar alguns tipos de defeitos típicos deste tipo de soldagem, tais como “furo final”, início de junta não-soldada e áreas deformadas. Durante as investigações experimentais foram utilizados sensores de calor e força e um dinamômetro, enquanto foram aplicados modelos termomecânicos de campo acoplado para determinar as temperaturas e sua distribuição, deformação plástica e deslocamento de material. O método sugerido gerou distribuições uniformes de temperatura, cujos resultados das medições são apresentados e discutidos neste estudo, tendo mostrado boa correlação com os valores previstos.

12/11/2021