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PGMEC PROGRAMA FRANCISCO EDUARDO MOURÃO SABOYA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA ESCOLA DE ENGENHARIA UNIVERSIDADE FEDERAL FLUMINENSE
Dissertação de Mestrado
ESTUDO DO COMPORTAMENTO
MECÂNICO E MICROESTRUTURAL DE
JUNTAS DE AÇO AVANÇADO DE ALTA
RESISTÊNCIA SOLDADAS A LASER
DIOGO DA SILVA BARBATO
MAIO DE 2012
2
DIOGO DA SILVA BARBATO
ESTUDO DO COMPORTAMENTO MECÂNICO E MICROESTRUTURAL DE JUNTAS DE AÇO AVANÇADO
DE ALTA RESISTÊNCIA SOLDADAS A LASER
Dissertação de Mestrado apresentada ao
Programa Francisco Eduardo Mourão Saboya
de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica
da UFF como parte dos requisitos para a
obtenção do t ítulo de Mestre em Ciências em
Engenharia Mecânica
Orientadora: Profª . Maria da Penha Cindra Fonseca (PGMEC/UFF)
UNIVERSIDADE FEDERAL FLUMINENSE NITERÓI, 25 DE MAIO DE 2012
Ficha Catalográfica elaborada pela Biblioteca da Escola de Engenharia e Instituto de Computação da UFF
B231 Barbato, Diogo da Silva
Estudo do comportamento mecânico e microestrutural de juntas de
aço avançado de alta resistência soldadas a laser / Diogo da Silva
Barbato. – Niterói, RJ : [s.n.], 2012.
88 f.
Dissertação (Mestrado em Engenharia Mecânica) - Universidade
Federal Fluminense, 2012.
Orientador: Maria da Penha Cindra Fonseca..
1. Aço bifásico; propriedade mecânica. 2. Soldagem a laser. 3.
Difração de raios X. 4. Tensão residual. 5. Engenharia mecânica. I.
Título.
CDD 669.142
3
ESTUDO DO COMPORTAMENTO MECÂNICO E MICROESTRUTURAL DE JUNTAS DE AÇO AVANÇADO
DE ALTA RESISTÊNCIA SOLDADAS A LASER
Esta dissertação é parte dos pré-requisitos para a obtenção do título de
MESTRE EM ENGENHARIA MECÂNICA
Área de concentração: Mecânica dos Materiais
Aprovada em sua forma final pela Banca Examinadora formada pelos professores:
Profª. Maria da Penha Cindra Fonseca (D.Sc.) Universidade Federal Fluminense
(Orientadora)
Prof. Ivan Napoleão Bastos (D.Sc.) Universidade do Estado do Rio de Janeiro – IPRJ/UERJ
Prof. Sérgio Souto Maior Tavares (D.Sc.) Universidade Federal Fluminense
Prof. Juan Manuel Pardal (D.Sc.) Universidade Federal Fluminense
4
Aos Meus Pais
5
Agradecimentos
Agradeço a Deus pelo dom da vida.
Agradeço a professora Dr.ª Maria Cindra Fonseca, por ter me orientado neste trabalho.
Agradecemos aos professores Sérgio Souto Maior Tavares e Juan Manuel Pardal pela ajuda
na realização dos ensaios metalográficos.
Agradeço ao Prof. José Luiz Ferreira Martins pela ajuda na realização do ensaio de
dobramento.
Agradeço ao Dr. Paulo Feliciano pela ajuda na realização dos ensaios de tração.
Agradeço a Tatiane de Campos Chuvas por toda ajuda e apoio durante o mestrado.
Agradeço a Usiminas pelo doação do aço estudado.
6
RESUMO
O desenvolvimento de veículos cada vez mais leves tem sido conseguido com a utilização
de aços especiais, dentre eles os avançados de alta resistência (AHSS), como o aço bifásico
DP600, que representa uma excelente escolha para aplicações onde elevada resistência à
tração e alta ductilidade são necessárias. Este trabalho faz uma avaliação das propriedades
mecânicas (dureza, resistência à tração, ductilidade e tenacidade ao impacto) e
microestrutural de juntas soldadas a laser de um aço DP600, comparando-as com as do
material como recebido. Os valores de tenacidade ao impacto Charpy apresentaram
pequenas variações nas juntas soldadas a laser em comparação com o metal de base. A
análise por microscopia ótica do metal de base confirmou a microestrutura ferrítica com
ilhas de martensita, como esperado, enquanto que no metal de solda a laser foi observada a
predominância da fase ferrítica. Além disso, foram analisadas as tensões residuais geradas
após a soldagem a laser das amostras, tanto no topo quanto na raiz das juntas, que se
apresentaram trativas em ambos os lados e direções, bem como antes e após os ensaios de
dobramento, sendo basicamente compressivas ou de baixa magnitude em tração. As tensões
residuais foram medidas por difração de raios-X, pelo método do sen2ψ, usando radiação
Crκα.
Palavras-Chave: Aço DP600; Soldagem a laser; Tensões residuais; Propriedades
mecânicas; Difração de raios-X.
7
ABSTRACT
The development of increasingly lighter vehicles has been accomplished with the use of
special steels, among them Advanced High Strength Steel (AHSS), such as DP600 steel,
which is an excellent choice for applications where high tensile strength and high ductility
are needed. This work evaluates the mechanical properties (hardness, tensile strength,
ductility and impact toughness) and microstructure of laser welded joints of steel DP600,
comparing them with the material as received. The values of Charpy toughness showed
small changes in the laser welded together in comparison with the base metal. The optical
microscopy analysis of the base metal confirmed ferritic microstructure with a martensite
islands, as expected, while in the laser weld metal was observed predominantly ferritic
phase. In addition were analyzed the residual stress generated after the laser welding of the
samples, both in the top and in the root of the joints, which were trative in both directions
and sides as well as before and after bending tests, being basically compressive or low
trative magnitude. Residual stresses were measured by X-ray diffraction, by the method of
sin2ψ using Crκα radiation.
Key-Words: DP600 steel; Laser welding; Residual stress; Mechanical properties; X-ray
diffraction.
8
SUMÁRIO
1. INTRODUÇÃO ..................................................................................................................................... 13
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ............................................................................................................ 15
2.1. Aços Bifásicos ................................................................................................................ 15
2.1.1. Microestrutura e Microdureza ...................................................................................... 17
2.1.2. Propriedades Mecânicas ................................................................................................ 19
2.2. Soldagem a Laser .......................................................................................................... 21
2.3. Tensões Residuais ......................................................................................................... 25
2.3.1. Tensões Residuais devidas ao Processo de Soldagem .................................................. 30
2.3.1.1. Tensões residuais de contração ....................................................................... 31
2.3.1.2. Tensões residuais devido ao resfriamento ...................................................... 33
2.3.1.3. Tensões residuais devido à transformação de fases ....................................... 33
2.3.2. Efeito Bauschinger e Tensões Residuais no Dobramento ............................................ 34
2.3.3. Métodos de Medição das Tensões Residuais ................................................................. 38
2.3.3.1. Tensometria por Difração de Raios-X ............................................................ 41
3. MATERIAIS E MÉTODOS ................................................................................................................ 46
3.1. Material ......................................................................................................................... 46
3.2. Métodos Experimentais ................................................................................................ 47
3.2.1. Corte........ ....................................................................................................................... 47
3.2.2. Soldagem ........................................................................................................................ 48
3.2.3. Análise das Tensões Residuais ...................................................................................... 50
3.2.4. Análise Microestrutural ................................................................................................. 54
3.2.5. Ensaios Mecânicos ........................................................................................................ 55
3.2.5.1. Ensaio de Tração ............................................................................................. 55
3.2.5.2. Tenacidade ao Impacto ................................................................................... 55
3.2.5.3. Ensaios de Dobramento................................................................................... 56
3.2.5.4. Ensaios de Microdureza .................................................................................. 57
4. RESULTADOS E DISCUSSÕES ........................................................................................................ 58
4.1. Análise das Tensões Residuais após a Soldagem ........................................................ 58
4.2. Microscopia Óptica ....................................................................................................... 60
4.3. Caracterização das Propriedades Mecânicas ............................................................. 62
4.3.1. Resistência Mecânica .................................................................................................... 62
4.3.2. Tenacidade ao Impacto .................................................................................................. 65
4.3.3. Ductilidade ..................................................................................................................... 65
4.3.4. Microdureza ................................................................................................................... 71
4.4. Microscopia Eletrônica de Varredura ........................................................................ 74
5. CONCLUSÕES ..................................................................................................................................... 82
6. SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ............................................................................... 84
7. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ................................................................................................ 85
9
LISTA DE FIGURAS
Figura 2.1– Exemplo de aplicação de aço AHSS, indicado em amarelo (Granbom, 2010). ............................ 15
Figura 2.2 – Comparação dos AHSS (coloridos), HSLA (cinza claros) e aços de alta resistência tradicionais (cinza escuros) (Granbom, 2010). ........................................................................................................... 16
Figura 2.3 – Microestrutura de um aço bifásico: α – Ferrita. M – Martensita. ................................................. 17
Figura 2.4 – Perfil de microdureza de aço DP 600 soldado a laser (Farabi et al, 2010). .................................. 18
Figura 2.5 – Efeitos da soldagem a LASER do aço DP600 com diferentes taxas de deformação (Farabi et al, 2010). ...................................................................................................................................................... 19
Figura 2.6 – Curvas tensão vs. deformação de aço DP600 do metal de base (a) e da junta soldada (b) para diferentes taxas de deformação (Farabi et al, 2010). .............................................................................. 20
Figura 2.7 – Esquema de funcionamento de cavidade geradora de laser (Kavamura, 2007). .......................... 21
Figura 2.8 – Formação do cordão de solda a laser (Kavamura, 2007). ............................................................ 22
Figura 2.9 – Influência da potência do laser na profundidade e espessura do cordão de solda (Lifang Mei et al, 2009). ...................................................................................................................................................... 23
Figura 2.10 – Influência da velocidade de soldagem na profundidade e espessura do cordão de solda: (a) v = 1,2m/min e (b) v = 0,7m/min (Lifang Mei et al, 2009). .......................................................................... 24
Figura 2.11 – Influência da distância focal na profundidade e espessura do cordão de solda (Lifang Mei et al, 2009). ...................................................................................................................................................... 24
Figura 2.12 – Soldagem a laser de carroceria automotiva (Kavamura, 2007). ................................................. 25
Figura 2.13 – Tensões residuais em um material bifásico (Macherauch & Kloos, 1997). ............................... 29
Figura 2.14 – Distribuição esperada das tensões residuais na superfície de uma junta de topo soldada por processo a arco, ao longo dos eixos x e y (Macherauch et al, 1977). ..................................................... 32
Figura 2.15 – Ilustração esquemática do efeito Bauschinger - σp: Pré tensionamento máximo; σR1: Limite de escoamento na pré deformação; σR2: Limite de escoamento na direção reversa (Thiago, 2011). ........... 34
Figura 2.16 – Diagrama esquemático de interação entre (a) discordância-discordância e (b) discordância-partícula (Thiago, 2011). ......................................................................................................................... 35
Figura 2.17 – Tensões residuais geradas pelo efeito Bauschinger: (a) Espessura submetida ao curvamento a frio; (b) Curva σ vs. ε ; (c) Perfil das tensões residuais (Thiago, 2011). ................................................. 36
Figura 2.18 – Interpretação geométrica da lei de Bragg. .................................................................................. 42
Figura 2.19 – Sistema de coordenadas polares. ................................................................................................ 44
Figura 3.1 – (a) Máquina de corte Trulaser 5030; (b) chapa sendo cortada. .................................................... 47
Figura 3.2 – (a) Máquina de soldagem Trulaser Robot 5020; (b) junta sendo soldada. ................................... 48
Figura 3.3 – (a) Analisador de tensões Xstress3000; (b) e (c) detalhamento do sistema de medição. ............. 50
Figura 3.4 – (a) e (b) Corpos de prova antes e após dobramento; (c) Representação esquemática dos pontos de medição. .................................................................................................................................................. 51
Figura 3.5 – Estado de tensão do material em função do declive da curva 2θ x sen2ψ. ................................... 53
Figura 3.6 – Microscópio ótico Zeiss Neophot 32. ........................................................................................... 54
Figura 3.7 – Máquina de tração EMIC DL10000. ............................................................................................ 55
Figura 3.8 –Dimensões do corpo de prova Charpy. ........................................................................................ 56
Figura 3.9 – Máquina universal de ensaios mecânicos. .................................................................................... 56
Figura 3.10 – Microdurômetro digital Time Group HVS-1000. ....................................................................... 57
Figura 4.1 – Tensões residuais no topo das juntas. ........................................................................................... 59
Figura 4.2 – Tensões residuais na raiz das juntas. ............................................................................................ 59
Figura 4.3 – Microestrutura do metal de base. ................................................................................................. 61
Figura 4.4 – Microestrutura da ZTA de ferrita poligonal de grãos finos. ......................................................... 61
Figura 4.5 – Microestrutura ferrítica da zona fundida. ..................................................................................... 62
10
Figura 4.6 – Curvas tensão vs. deformação do metal de base........................................................................... 63
Figura 4.7 – Curvas tensão vs. deformação da junta soldada 03. ..................................................................... 64
Figura 4.8 – Curvas tensão vs. deformação da junta soldada 04. ..................................................................... 64
Figura 4.9 – Efeito mola no ensaio de dobramento. ......................................................................................... 66
Figura 4.10 – Tensões residuais antes do dobramento – transversal. ............................................................... 69
Figura 4.11 – Tensões residuais antes do dobramento – longitudinal. ............................................................. 69
Figura 4.12 – Tensões residuais após dobramento – transversal. ..................................................................... 70
Figura 4.13 – Tensões residuais após dobramento – longitudinal. ................................................................... 70
Figura 4.14 – Microdureza Vickers da junta 03 (v= 0,6 m/s e Df = -1mm). .................................................... 71
Figura 4.15 – Microdureza Vickers da junta 04 (v= 0,6 m/s e Df = 0,5mm). ................................................... 72
Figura 4.16 – Região central da fratura do cp de tração 3A com aumento de 400x. ........................................ 75
Figura 4.17 – Região central da fratura do cp de tração 3A com aumento de 2.500x. ..................................... 75
Figura 4.18 – EDS dos precipitados 1 e 2 mostrados na Figura 4.17. .............................................................. 76
Figura 4.19 – Imagem ampliada da superfície de fratura do corpo de prova de tração 3A. ............................. 77
Figura 4.20 – Região central da fratura do cp de tração 4A com aumento de 400x. ........................................ 78
Figura 4.21 – Região central da fratura do cp de tração 4A com aumento de 2.500x. ..................................... 78
Figura 4.22 – EDS do precipitado mostrado na Figura 4.21. ........................................................................... 79
Figura 4.23 – Imagem ampliada da fratura do corpo de prova de tração 4A. ................................................... 80
Figura 4.24 – Micrografias das superfícies de fraturas dos corpos de prova de impacto: (a) junta 03; (b) junta 04. ........................................................................................................................ 81
11
LISTA DE TABELAS
Tabela 2.1 – Comparação entre métodos existentes de medição de tensões residuais (Kandil et al, 2001). .... 40
Tabela 3.1 – Composição química do aço (em % de peso) fornecida pelo fabricante...................................... 46
Tabela 3.2 – Propriedades mecânicas do material (obtidas experimentalmente). ............................................ 46
Tabela 3.3 – Parâmetros do corte a laser. ......................................................................................................... 48
Tabela 3.4 – Parâmetros da soldagem autógena a laser. ................................................................................... 49
Tabela 3.5 – Parâmetros usados na soldagem a laser das juntas...................................................................... 49
Tabela 4.1 – Tensões residuais superficiais das juntas soldadas. ..................................................................... 58
Tabela 4.2 – Tenacidade ao impacto das juntas soldadas. ................................................................................ 65
Tabela 4.3 – Retorno elástico experimental. .................................................................................................... 66
Tabela 4.4 – Retorno elástico teórico. .............................................................................................................. 67
Tabela 4.5 – Tensões residuais antes e após o dobramento. ............................................................................. 68
Tabela 4.6 – Resultados das análises de microdureza Vickers. ........................................................................ 73
12
LISTA DE SÍMBOLOS
A Área
A1 Temperatura eutetóide
A3 Temperatura de austenitização completa
F Força
l Comprimento
M Martensita
r Raio
t Espessura
v Velocidade
σl Tensão longitudinal
σt Tensão transversal
E Módulo de elasticidade
α Ferrita
d Distância interplanar
θ Ângulo de incidência
ε Deformação
φ Ângulo Polar
ψ Ângulo azimutal
σ Tensão
ν Coeficiente de Poison
λ Comprimento de onda
13
Capítulo 1
1. Introdução
A economia de combustível e, consequentemente, a redução de peso, são fatores
extremamente importantes para a indústria automobilística. O desenvolvimento de veículos
cada vez mais leves tem sido conseguido com a utilização de aços especiais, dentre eles os
avançados de alta resistência (AHSS), como o aço bifásico (DP – Dual Phase), cuja
microestrutura é constituída principalmente de ferrita e martensita e representa uma
excelente escolha para aplicações onde elevada resistência à tração e alta ductilidade são
necessárias (Rocha et al, 2005).
Em paralelo com a evolução dos aços de elevada resistência, o processo de
soldagem a laser tem chamado a atenção devido ao baixo aporte térmico por unidade de
volume, à facilidade de automação através da utilização de robôs, à alta produtividade, às
boas propriedades metalúrgicas das juntas soldadas com zona termicamente afetada e zona
fundida de extensões reduzidas e, a consequente geração de tensões residuais de menores
níveis (Rizzi et al, 2009; Lifang Mei et al, 2009).
As tensões residuais estão presentes em praticamente todas as peças rígidas,
metálicas ou não, e são o produto da história metalúrgica e mecânica de cada ponto da peça
ou da peça como um todo, durante o processo de fabricação (Cindra Fonseca, 2000). Está
bem estabelecido que a presença de tensões residuais compressivas na superfície do
14
material aumenta a sobrevida em fadiga, enquanto que as tensões trativas podem se somar
às tensões de trabalho, mesmo no regime elástico, causando a ruptura prematura do
componente.
O presente trabalho apresenta uma avaliação das propriedades mecânicas e das
tensões residuais geradas no processo de soldagem a laser de juntas de aço avançado de alta
resistência, usado na indústria automobilística, que constitui um dos processos mais
modernos de soldagem usados neste setor. Para caracterização do material e das juntas
soldadas, foram realizados ensaios de tração, impacto, dobramento, microdureza e análise
metalográfica.
15
Capítulo 2
2. Revisão Bibliográfica
2.1. Aços Bifásicos
A preocupação crescente com o meio ambiente e a redução do consumo de
combustível têm motivado os fabricantes de automóveis a utilizar materiais mais leves,
com maior resistência mecânica e elevada ductilidade. Reduzindo o peso de um carro,
pode-se obter menor consumo de combustível juntamente com menos emissões de CO2
(Farabi et al, 2010). Com esse intuito, o desenvolvimento de novas tecnologias e processos
de fabricação para construção de veículos mais leves e mais seguros tem sido realizado e os
aços avançados de alta resistência (AHSS) têm sido desenvolvidos (Granbom, 2010). Um
exemplo de aplicação destes aços pode ser visto na Figura 2.1.
Figura 2.1– Exemplo de aplicação de aço AHSS, indicado em amarelo (Granbom, 2010).
16
Os aços avançados de alta resistência podem ser classificados em vários tipos, tais
como: aços bifásicos (DP – Dual Phase); aços multifásicos (CP – Complex Phase); aços
TRIP, nos quais a transformação de fase é induzida por deformação; e aços martensíticos
(MS – Martensitic Steel) (Mejía et al, 2011). Comparado com aços de alta resistência e
baixa liga (HSLA- High Strength Low Alloy), os aços bifásicos apresentam melhores
propriedades, como pode ser observado na Figura 2.2 (Granbom, 2010).
Figura 2.2 – Comparação dos AHSS (coloridos), HSLA (cinza claros) e aços de alta
resistência tradicionais (cinza escuros) (Granbom, 2010).
Os aços bifásicos foram desenvolvidos para aplicações na indústria automotiva,
visando atender principalmente ao segmento de rodas automotivas (leves e pesadas),
embora sejam usados com excelente desempenho em outros componentes, tais como
longarinas. Estes aços oferecem excelência nas principais características exigidas pelo seu
uso, que são: conformabilidade, soldabilidade, resistência mecânica e resistência à fadiga.
17
Os aços bifásicos, ou ferríticos-martensíticos, podem ser produzidos por laminação
controlada, mas normalmente são produzidos por recozimento intercrítico (entre A1 e A3)
seguido de resfriamento rápido. Durante o recozimento intercrítico pequenas quantidades
de austenita se formam na matriz ferrítica, que posteriormente, no resfriamento rápido, se
transformam em martensita. A transformação da austenita em martensita, que é
acompanhada por uma expansão de volume, causa discordâncias em torno da matriz
ferrítica. Essas discordâncias são responsáveis pela elevada taxa de encruamento inicial e
pelo comportamento de deformação contínua nos aços bifásicos. A taxa de encruamento
também está associada à fração volumétrica de martensita, que pode ser modificada pela
alteração da temperatura do recozimento intercrítico (Farabi et al, 2011).
2.1.1. Microestrutura e Microdureza
O aço bifásico é constituído por matriz ferrítica (macia e dúctil) e reforçada por
ilhas de martensita (dura), com a presença de pequenas quantidades de bainita e de
austenita retida (Farabi et al, 2010). Um exemplo de microestrutura de aço bifásico pode
ser visto na Figura 2.3.
Figura 2.3 – Microestrutura de um aço bifásico: α – Ferrita. M – Martensita.
M
α
18
Farabi et al (2010), utilizando um aço DP600 de 1mm de espessura soldado a laser,
observaram valores de microdureza significativamente altos na zona fundida (ZF), da
ordem de 1,5 vezes maiores do que os valores encontrados no metal de base. A microscopia
eletrônica de varredura (MEV) na ZF indicou a predominância da fase martensítica, que
afirmam eles, foi formada a partir do resfriamento rápido da poça de fusão durante o
processo de soldagem a laser. Na zona termicamente afetada (ZTA) os valores de dureza
variaram, sendo que os resultados de dureza na região próxima da zona fundida foram mais
elevados do que no metal de base, devido à formação de martensita. Na região próxima ao
metal de base, ainda na ZTA, foram encontrados valores baixos de dureza em relação aos
valores do metal de base, determinando assim a zona macia. A presença dessa zona macia
se deve principalmente ao fato da existência de martensita revenida, bainita e austenita
retida na matriz ferrítica. Os valores de dureza encontrados no metal de base sofreram
pequenas variações ao longo de todo o material. A Figura 2.4 ilustra esses resultados
encontrados por Farabi et al (2010).
Figura 2.4 – Perfil de microdureza de aço DP 600 soldado a laser (Farabi et al, 2010).
19
Rizzi et al (2009), soldando um aço bifásico de 2mm de espessura, também
constataram um aumento na dureza do material, após o processo de soldagem a laser, a
partir do metal de base até a zona fundida. Na zona termicamente afetada, eles observaram
a presença de ferrita, austenita e martensita (ou bainita).
2.1.2. Propriedades Mecânicas
Dependendo da fração de volume de martensita na microestrutura, diversos graus de
aços bifásicos, com diferentes níveis de resistência, podem ser produzidos. Aços bifásicos
contendo 10-20% de martensita normalmente têm limite de resistência de cerca de
600MPa, limite de escoamento de 300 a 400MPa e ductilidade relativamente alta, de 24 a
30% de alongamento total (Rocha et al, 2005). De acordo com Farabi et al (2010), as juntas
soldadas a laser têm maior limite de escoamento (LE) e menor limite de resistência (LR) do
que o metal de base (Figura 2.5).
Figura 2.5 – Efeitos da soldagem a LASER do aço DP600 com diferentes taxas de
deformação (Farabi et al, 2010).
20
Realizando experiências com aço DP600 de 1,0mm de espessura, Farabi et al
(2010) mostraram que as curvas de tensão vs. deformação do metal de base (Figura 2.6.a)
são suaves e contínuas para as taxas de deformação aplicadas, diferentemente das curvas
das juntas soldadas a laser (Figura 2.6.b).
Figura 2.6 – Curvas tensão vs. deformação de aço DP600 do metal de base (a) e da
junta soldada (b) para diferentes taxas de deformação (Farabi et al, 2010).
21
2.2. Soldagem a Laser
A palavra LASER é formada pelas iniciais de “Light Amplification by Stimulated
Emission of Radiation”, que podemos traduzir por “Amplificação de Luz por Emissão
Estimulada de Radiação”. Os tipos de laser mais usados na indústria são o laser de CO2 e
laser Nd:YAG.
O processo de soldagem a laser é conhecido pela sua alta produtividade, boa
penetração, pequena zona termicamente afetada (ZTA), boa qualidade do estreito cordão de
solda e baixo aporte térmico por unidade de volume (Lifang Mei et al, 2009).
Segundo Kavamura (2007), no equipamento, uma fonte de bombardeamento,
contínua ou intermitente, emite energia no material ativo. Parte dessa energia atravessa o
espelho semitransparente constituindo o feixe de laser e parte é refletida, efetuando um
trajeto inverso ao longo do eixo, resultando em um aumento de intensidade na cavidade
(Figura 2.7).
Figura 2.7 – Esquema de funcionamento de cavidade geradora de laser (Kavamura, 2007).
22
O cordão de solda a laser é formado ao longo de uma superfície a partir do
deslocamento de uma cavidade ou núcleo de vapor superaquecido cercado por material
fundido, resultante do aquecimento rápido da área atingida pelo feixe de laser (Figura 2.8) e
apresenta larguras de aproximadamente 1,2 a 1,5mm (Kavamura, 2007).
Figura 2.8 – Formação do cordão de solda a laser (Kavamura, 2007).
A soldagem a laser envolve muitas variáveis: potência do laser, velocidade de
soldagem, distância focal, ângulo de incidência do feixe e tipo de gás de proteção. Todos
estes parâmetros têm um efeito considerável no fluxo de calor e na formação da poça de
fusão e, portanto, afetam significativamente a profundidade de penetração, a forma e as
microestruturas finais de solidificação da zona fundida e da ZTA, que determinam as
propriedades da junta. Com uma alta densidade de energia e baixo aporte térmico, a
soldagem a laser Nd:YAG produz uma pequena ZTA, que resfria muito rapidamente, com
pouca distorção e alta relação profundidade vs. largura para a zona fundida (Khan et al,
2010).
23
Kavamura (2007) concluiu que para a soldagem de chapas finas, o laser de Nd:YAG
possui vantagens em relação ao laser de CO2, tais como, maior grau de liberdade nos
movimentos, graças ao uso de fibras ópticas e menor custo. O laser de Nd:YAG permite
profundidades de penetração que variam de 2 a 6mm, enquanto que o laser de CO2 cerca de
15mm, dependendo da potência adotada. Quanto ao fator absorção de energia laser pelo
metal base, o Nd:YAG é 3,16 vezes maior que o laser de CO2, o que significa que na
soldagem o Nd:YAG possui um melhor aproveitamento do feixe de laser.
Lifang Mei et al (2009) utilizando amostras de aço galvanizado de alta resistência
(DP800) de 1,5mm de espessura, soldadas a laser de CO2, verificaram que a profundidade e
a espessura do cordão de solda aumentam com o aumento da potência (Figura 2.9),
diminuem com o aumento da velocidade de soldagem (Figura 2.10) e aumentam até um
determinado valor de distância focal (Figura 2.11).
Figura 2.9 – Influência da potência do laser na profundidade e espessura do cordão de solda
(Lifang Mei et al, 2009).
24
Figura 2.10 – Influência da velocidade de soldagem na profundidade e espessura do cordão
de solda: (a) v = 1,2m/min e (b) v = 0,7m/min (Lifang Mei et al, 2009).
Figura 2.11 – Influência da distância focal na profundidade e espessura do cordão de solda
(Lifang Mei et al, 2009).
O gás de proteção tem um importante papel, evitando a oxidação do material e a
formação de poros, além de ajudar a dissipar a nuvem de plasma que absorve e dispersa a
energia do laser durante o processo de soldagem (Lifang Mei et al, 2009; Wu, 2008).
Devido às facilidades de automação e flexibilidade na utilização (Figura 2.12), o
processo de soldagem a laser ganhou popularidade na indústria e tem sido considerado um
25
potencial substituto de outros processos de soldagem, tais como soldagem a ponto por
resistência e por fricção (Farabi et al, 2011).
Figura 2.12 – Soldagem a laser de carroceria automotiva (Kavamura, 2007).
2.3. Tensões Residuais
Entende-se por residuais as tensões existentes em um material sob condições de
temperatura uniforme e sem a ação de carregamentos externos (Cindra Fonseca, 2000). As
tensões residuais aparecem como uma resposta elástica do material à distribuição
heterogênea das deformações elásticas ou plásticas não uniformes e permanentes
26
(Rosenfeld, 2002). Estas tensões são auto-equilibradas, ou seja, a resultante das forças e o
momento resultante produzido por elas são sempre vetores nulos (Cindra Fonseca, 2000).
Portanto, qualquer perturbação, como remoção de material, aplicação de carregamentos
térmicos ou mecânicos, altera o seu estado e causa sua redistribuição, de modo que as
tensões se reequilibrem. Assim sendo, a presença de tensões residuais trativas no material
será equilibrada por tensões residuais compressivas (Kandil, 2001).
Tensões residuais trativas na superfície do material são, geralmente, indesejáveis,
uma vez que podem contribuir e, frequentemente, são a maior causa de fratura por fadiga,
trincas de têmpera e trincas de corrosão sob tensão. Assim, tensões residuais compressivas
na superfície do material são, usualmente, consideradas benéficas (Kandil, 2001).
Com relação ao aspecto visual externo, não é possível diferenciar uma peça com
tensões residuais de outra que esteja isenta de tais tensões. Porém, as tensões residuais e
aplicadas podem somar-se linearmente mesmo no regime elástico e, desta forma, causar
uma ruptura inesperada e prematura do componente.
Segundo Cindra Fonseca (2000), as tensões residuais classificam-se em três grupos
distintos:
� Tensões residuais do tipo I:
As tensões residuais macroscópicas são consideradas quase
homogêneas na escala de vários grãos e equilibradas nos limites de todo o
material.
A tensão residual do tipo I, TR
Iσ , é definida como sendo a média
volumétrica das tensões residuais dependentes da posição da amostra, ( )xσ ,
27
tirada sobre todos os grãos e fases dentro do volume V considerado, ou seja,
o volume analisado segundo certo método de medição de tensões mecânicas.
Este volume deve ser grande o suficiente para representar o material
macroscopicamente.
( )dVxV
V
TR
I ∫= σσ 1 ( 2.1)
A mudança ou alívio de TR
Iσ pode causar alterações macroscópicas
na forma do corpo. Esta é a base dos métodos mecânicos de determinação de
tensão.
� Tensões residuais do tipo II:
São tensões residuais microscópicas, consideradas quase homogêneas
na escala de um grão e equilibradas nos limites dos contornos de alguns
grãos do material; resultam da anisotropia de uma única fase ou da diferença
de propriedades das diferentes fases. Podem ocorrer em interfaces entre fases
e partículas precipitadas e a matriz.
A tensão do tipo II, TR
IIσ , dentro de um cristal, é definida como sendo
o desvio médio do nível de tensões residuais macroscópicas.
( )[ ]dVxV
cristalVol
TR
I
TR
II ∫ −=.
1 σσσ
( 2.2)
28
� Tensões residuais do tipo III:
São tensões residuais submicroscópicas, heterogêneas na escala de
algumas distâncias interatômicas e equilibradas nos limites de algumas
células unitárias; resultam da presença de defeitos cristalinos no material.
Ocorrem nos materiais metálicos sujeitos a processos que produzam
descontinuidades na rede cristalina, como vazios, impurezas, falhas de
empilhamento, entre outros.
A tensão do tipo III, TR
IIIσ , é o desvio dependente da posição da tensão
média do cristal.
( ) ( ) TR
II
TR
I
TR
III xx σσσσ −−= ( 2.3)
De modo geral, as tensões residuais macroscópicas ou do tipo I são as que merecem
maior atenção em uma análise do ponto de vista de engenharia.
A superposição das tensões residuais dos tipos I, II e III determina o estado de
tensões residuais resultante atuando num ponto particular do material (Cindra Fonseca,
2000). Como exemplo, consideremos um material bifásico resfriado a partir de seu
aquecimento a 600ºC, estado livre de tensões, e as fases A e B com diferentes coeficientes
de dilatação térmica, conforme indicado na Figura 2.13. Então, podemos identificar as
tensões residuais (Macherauch & Kloos, 1997): Tipo I: devido à deformação plástica
induzida pela variação volumétrica durante o resfriamento do material; Tipo II: devido aos
diferentes coeficientes de dilatação térmica dos grãos das fases A e B no resfriamento; e
29
Tipo III: devido às imperfeições do reticulado cristalino, tais como discordâncias ou átomos
de impurezas.
Figura 2.13 – Tensões residuais em um material bifásico (Macherauch & Kloos, 1997).
As tensões residuais podem ser relaxadas ou aliviadas por aplicações de energia
mecânica ou térmica. A relaxação depende de interações de vários fatores, tais como:
amplitude da tensão, número de ciclos de carregamento, temperatura, estado da tensão
residual inicial e propriedades mecânicas dos materiais (Pedrosa, 2007).
30
A presença de tensões residuais pode afetar tanto a iniciação, quanto o crescimento
de trincas de fadiga, através da variação da tensão média experimentada durante os ciclos
de fadiga (James et al, 2007). Em particular, as tensões trativas próximas à superfície
tendem a acelerar as fases de nucleação e propagação de trincas de fadiga, enquanto que
tensões compressivas na superfície tendem a aumentar a vida em fadiga (Webster & Ezeilo,
2001).
2.3.1. Tensões Residuais devidas ao Processo de Soldagem
O desenvolvimento de tensões residuais nas construções soldadas é intrínseco do
processo de soldagem (Wanab & Nguyen, 1994). Elas são função de diversas variáveis,
relacionadas aos parâmetros utilizados na execução do cordão de solda, tais como:
geometria da junta, número de passes, composição química dos metais de base e de adição,
e de outros fatores pertinentes ao processo de soldagem.
O processo de soldagem sempre produz tensões residuais macroscópicas e
microscópicas com complicadas superposições dos tipos I, II e III. Entretanto, na prática da
soldagem, geralmente quando se trata de tensões residuais, é implicitamente considerado
apenas tensões residuais macroscópicas, isto é, as tensões residuais do tipo I.
O estado de tensão residual macroscópico na soldagem é completamente
determinado se em cada ponto da peça soldada são conhecidas as componentes da tensão
residual em grandeza e direção. A determinação completa de todas as componentes em
vários pontos da junta soldada é de difícil obtenção experimental. Quase sempre, por
motivo de ordem prática, a determinação das tensões residuais macroscópicas na soldagem
limita-se à determinação das componentes das tensões residuais paralelas e perpendiculares
31
ao cordão de solda, denominadas respectivamente por tensões residuais longitudinais σy e
tensões residuais transversais σx (Wanab & Nguyen, 1994).
Basicamente, as três principais fontes de tensões residuais em soldagem são:
� Contração no resfriamento, de regiões diferentemente aquecidas e
plastificadas durante a operação de soldagem;
� Resfriamento mais intenso das superfícies da peça soldada;
� Transformações de fases metalúrgicas.
Pode-se ainda destacar outra fonte, ou seja, a restrição à dilatação térmica exercida
pela presença de vínculos externos, que normalmente limita a contração do componente.
2.3.1.1. Tensões residuais de contração
Estas tensões são decorrentes da contração no resfriamento de zonas diferentemente
aquecidas e plastificadas durante a soldagem.
Na Figura 2.14 é possível observar a distribuição esperada das tensões longitudinais
e transversais de contração em uma junta de topo entre duas chapas soldadas. Com relação
a esta figura, algumas observações importantes podem ser feitas:
� A tensão na direção longitudinal (σl) atinge o valor máximo em tração no
centro do cordão de solda, onde pode ser igual ao limite de escoamento do
material e o valor da tensão é nulo próximo às bordas da chapa. Em
32
concordância com a analogia da barra aquecida, a tensão longitudinal se
torna de compressão a certa distância do centro do cordão de solda. Essa
distância equivale a aproximadamente três vezes a largura do cordão de
solda;
� Na distribuição das tensões na direção transversal, a tensão (σt), também
atinge o valor máximo em tração, de aproximadamente um terço do limite de
escoamento, no cordão de solda. Ao longo do eixo y, ocorre um equilíbrio
entre as tensões de tração na região do cordão e as tensões de compressão, à
medida que se distancie do cordão de solda;
Figura 2.14 – Distribuição esperada das tensões residuais na superfície de uma junta de
topo soldada por processo a arco, ao longo dos eixos x e y (Macherauch et al, 1977).
33
2.3.1.2. Tensões residuais devido ao resfriamento
O processo de resfriamento não é homogêneo ao longo da espessura do material,
consequentemente surgem tensões residuais devido ao resfriamento mais rápido da
superfície. Esse gradiente de temperaturas ao longo da espessura pode ocasionar a
deformação plástica localizada e o surgimento de tensões residuais. As tensões resultantes
deste fenômeno são de compressão na superfície e de tração no interior, e serão tão maiores
quanto maior for a espessura da chapa.
2.3.1.3. Tensões residuais devido à transformação de fases
Durante o resfriamento, a zona fundida (ZF) e a zona termicamente afetada (ZTA)
experimentam transformações de fases de austenita para ferrita, bainita ou martensita.
Como essas transformações ocorrem com o aumento do volume específico do material, as
regiões do cordão de solda e da ZTA que vão se transformando tendem a se expandir,
enquanto que esta expansão é impedida pelas regiões frias do material, submetendo a área
transformada do material a um esforço de compressão.
Quanto maior for o limite de escoamento do material no intervalo de temperaturas
em que ocorre a transformação da austenita, maiores serão os valores das tensões residuais.
Desta forma, as tensões residuais ocasionadas por esse fenômeno serão maiores quando as
temperaturas de transformação forem baixas e os produtos obtidos forem a martensita e/ou
a bainita.
34
2.3.2. Efeito Bauschinger e Tensões Residuais no Dobramento
Em 1881, o engenheiro alemão Johann Bauschinger relatou, após o ensaio de um
corpo de prova metálico submetido à deformação plástica até σP, a ocorrência da redução
no limite de escoamento do material na direção oposta à pré deformação (σR2) em relação
ao limite de escoamento do material na pré deformação (σR1), ou seja, σR1>σR2. A Figura
2.15 ilustra através do gráfico da tensão vs. deformação o fenômeno observado.
Figura 2.15 – Ilustração esquemática do efeito Bauschinger - σp: Pré tensionamento
máximo; σR1: Limite de escoamento na pré deformação; σR2: Limite de escoamento na
direção reversa (Thiago, 2011).
Uma das teorias conhecidas para explicar o efeito Bauschinger, definido como um
desvio em relação ao comportamento elastoplástico ideal do material, é a da tensão reversa
(Thiago, 2011), que pode ser sintetizada da seguinte forma: durante a aplicação do pré
tensionamento remoto, no processo de deformação plástica, as discordâncias em
movimento interagem entre si e com contornos de grão e precipitados, o que impede a sua
posterior multiplicação. A tensão reversa (back stress) é gerada no sentido oposto ao
35
movimento, em torno do ponto de contato, apresentando maior resistência ao movimento de
propagação das discordâncias. Quando é aplicada a tensão remota reversa, implicando na
reversão da deformação, as discordâncias dos obstáculos (outras discordâncias, contornos
de grão e precipitados) são repelidas pela tensão reversa na direção oposta, ou seja, na
direção da tensão remota reversa, e o limite de escoamento do material reduz para o nível
da tensão reversa. Assim sendo, um aumento na densidade das discordâncias gera um
aumento nas regiões de interação entre as discordâncias, e consequentemente diminui o
nível da tensão reversa. O efeito Bauschinger, portanto, deve ser maior em um material
com maior densidade de discordâncias, porém deve ser levado em consideração que com o
aumento da densidade de discordâncias e/ou pré tensionamento remoto o número de
interações entre as discordâncias pode diminuir devido a um processo de imobilização da
interação entre as discordâncias que ocorre pelo empilhamento de discordâncias (pile-ups)
e pela formação de novas estruturas celulares. A Figura 2.16(a) apresenta o diagrama
esquemático das interações entre as discordâncias durante o processo de deformação
plástica (Thiago, 2011).
Figura 2.16 – Diagrama esquemático de interação entre (a) discordância-discordância e (b)
discordância-partícula (Thiago, 2011).
36
A formação de tensões residuais em um dado material, quando submetido a um
ensaio de dobramento, sofrendo deformação plástica a frio, pode ser observada na Figura
2.17. A espessura do material (Figura 2.17a) está representada em camadas empilhadas
com diferentes níveis de deformação, sendo a linha neutra a camada 0. A camada
superficial superior (5) apresenta os maiores valores de tensão trativa e a superfície inferior
os maiores valores de tensão compressiva.
Figura 2.17 – Tensões residuais geradas pelo efeito Bauschinger: (a) Espessura submetida
ao curvamento a frio; (b) Curva σ vs. ε ; (c) Perfil das tensões residuais (Thiago, 2011).
37
Observando a distribuição da tensão aplicada ao longo da espessura de um material
submetido ao ensaio de dobramento, apresentada na curva tensão (σ) vs. deformação (ε)
(Figura 2.17b), percebe-se que as camadas de 2 a 5 encontram-se no regime plástico
enquanto que a camada 1 está no regime elástico. A necessidade da reversão completa da
deformação elástica e plástica, após o alívio da força aplicada durante o ensaio, impedirá o
material de retomar seu perfil original. Devido os diferentes níveis de deformação entre as
camadas, o retorno elástico e plástico será distinto entre elas. Assim sendo, ao analisar o
retorno da deformação plástica da camada 5 isoladamente, ele ocorrerá pela linha
pontilhada 5’, entretanto, considerando a interação da camada 5 com a 4, o retorno
ocorrerá pela linha sólida 5’, tendo em vista que a camada 4 tem deformação plástica
menor do que a 5 e, assim, tende a resistir ao estiramento plástico da camada 5 e como
resultado esta fica em compressão. A magnitude da tensão residual de compressão será
∆εE, onde ∆ε é a deformação residual mostrada na Figura 2.17(b) e E é o módulo de
elasticidade do material. Uma análise das interações existentes na camada 4 mostra que ela
interage com as camadas 5 e 3, sendo que a camada 3 resistirá ao estiramento da 4 e a
camada 5 irá colaborar com a extensão da 4. Esta combinação resultará em uma
deformação/tensão residual compressiva menor que a condição anterior. A combinação da
influência desses dois fatores será balanceada em algum ponto da espessura do material e
resultará em um estado de tensão/deformação residual igual a zero, conforme demonstrado
na camada 3 da Figura 2.17(b). Da mesma forma, as camadas abaixo da camada de
tensão/deformação residual igual a zero, conforme as camadas 1 e 2 da Figura 2.17(b),
ficarão com tensão residual de tração. A Figura 2.17(c) mostra o perfil padrão da
distribuição das tensões residuais geradas no ensaio de dobramento ao longo da espessura
do material (Wang & Gong, 2008; Thiago, 2011 ).
38
Duas considerações importantes devem ser observadas no perfil da distribuição das
tensões residuais oriundas do efeito Bauschinger:
� No estado de equilíbrio, as tensões trativas são equilibradas pelas tensões
compressivas; e,
� O estado de tensão trativo é oriundo de superfície comprimida plasticamente,
enquanto que o estado de tensão compressivo resulta de superfície
tracionada plasticamente.
2.3.3. Métodos de Medição das Tensões Residuais
Os métodos de medição de tensões residuais podem ser físicos ou mecânicos. Nos
mecânicos, na técnica do furo cego, por exemplo, o material é cortado ou furado e o estado
de tensão é comparado com o estado relaxado do componente. Assim, de modo geral, estes
métodos são destrutivos e possibilitam apenas a medição de tensões residuais do tipo I
(Cindra Fonseca, 2000). Os métodos físicos permitem medir as tensões sem relaxamento do
material e são, normalmente, não destrutivos, podendo ser por difração, acústicos ou
magnéticos. Dentre as técnicas existentes destacam-se a difração de raios-X e de nêutrons,
a magnética e a ultrassônica (Raj & Jayakumar, 1997).
A técnica do furo cego consiste na usinagem de um pequeno furo no material, cujas
deformações na superfície são captadas por extensômetros elétricos. A partir de diferentes
formulações numéricas, as tensões residuais podem ser calculadas, dadas as deformações
medidas pelos extensômetros (Kandil et al, 2001). Esta técnica permite o acompanhamento
das variações de tensões e deformações ao longo do tempo, em estruturas sob
carregamentos cíclicos (Raj & Jayakumar, 1997).
39
A técnica magnética baseia-se no princípio da anisotropia magnética causada por
um campo de tensões. Devido à ação das tensões, há uma alteração no campo magnético
induzido inicialmente sobre a peça. Esta alteração pode ser convertida em valores de tensão
por ação do efeito do ruído Barkhausen. Este método é utilizado em materiais
ferromagnéticos e na realização de varreduras em peças sob carregamento para
identificação dos locais mais tensionados, pois os sinais são fortemente influenciados pela
microestrutura e pela condição das tensões presentes (Raj & Jayakumar, 1997). Apesar das
tensões dependerem fortemente dos parâmetros magnéticos, outras variáveis, tais como a
dureza, textura e tamanho do grão, podem afetar as medições. As desvantagens da técnica
são a limitação aos materiais ferromagnéticos e a sensitividade às características
microestruturais do material (Kandil et al, 2001).
A técnica ultrassônica mede indiretamente o nível de tensões residuais pela variação
da velocidade da onda ultrassônica ao percorrer um dado material tensionado e pelo
estabelecimento da constante acusto-elástica do material inspecionado, com relação ao
material livre de tensão (Raj & Jayakumar, 1997). Este método também é bastante sensível
à microestrutura e à textura do material (Kandil et al, 2001).
Os métodos de difração, baseados na Lei de Bragg, envolvem a medição da
variação da distância interplanar entre os planos atômicos paralelos dos materiais
cristalinos causada pelas tensões residuais. Assim sendo, pela incidência e difração de um
feixe de raios-X ou de nêutrons, é medida a variação das distâncias interplanares com
relação a um material de calibração isento de tensão, obtendo-se as magnitudes e a natureza
das tensões residuais presentes no material.
A técnica da difração de nêutrons permite medir as tensões residuais em
profundidade, pois apresenta maior penetração. Por outro lado, devido ao custo elevado do
40
acelerador de partículas, que atua como fonte de nêutrons, esta técnica, tem baixa
disponibilidade, sendo utilizada principalmente em centros de pesquisa. Além disto, a
técnica de difração de nêutrons não permite medições em campo (Kandil et al, 2001).
O método de análise de tensões residuais por difração de raios-X é usado com
sucesso na indústria de componentes mecânicos como técnica de avaliação da eficiência
dos tratamentos de shot peening, que são amplamente usados para conferir às peças
elevados campos de tensão residual de compressão. Pela técnica de difração de raios-X
associada ao método de remoção de camadas é possível obter os perfis do comportamento
das tensões ao longo da espessura do componente (Prevéy & Cammett, 2002).
A Tabela 2.1 apresenta um resumo dos principais métodos para medição de tensões
residuais.
Tabela 2.1 – Comparação entre métodos existentes de medição de tensões residuais (Kandil
et al, 2001).
CARACTERÍSTICAS MÉTODOS
Difração de Nêutrons Difração de Raios-X Furo Cego
Portátil Não Sim Sim
Destrutiva Não Não Sim
Conhecimento Requerido Alto Médio Baixo / Médio
Preparação da Superfície Não Crítico Importante Importante
Tipo de Tensão I e II I e II I
Gradiente de Tensão Sim Sim (remoção
eletrolítica)
Sim (difícil
interpretação)
Penetração (aço) 25mm 15µm Depende do furo
41
2.3.3.1. Tensometria por Difração de Raios-X
Os princípios básicos da tensometria por raios-X foram desenvolvidos há mais de
60 anos. Este método se baseia na teoria da difração de raios-X para materiais cristalinos, e
na mecânica dos materiais e, em particular, na teoria da elasticidade cujo postulado diz que
os raios-X possuem comprimento de onda da ordem do tamanho do espaçamento entre os
átomos de uma estrutura cristalina.
Suponha que no estado inicial, não deformado, um material metálico possua
distância interplanar 0d entre seus planos cristalinos. Um feixe paralelo de raios-X, de
comprimento de onda λ , incide na superfície do material segundo um determinado ângulo
de incidência 0θ . Este feixe é difratado sob o mesmo ângulo 0θ , satisfazendo a lei de
Bragg, representada pela Equação 2.4.
λθ nsend =⋅ 002 ( 2.4)
Nessas condições, ao utilizar raios-X monocromáticos, com comprimento de onda,
λ , constante, o valor do ângulo 0θ , referente a uma intensidade máxima de difração,
depende da distância interplanar 0d .
Com o material sob tensão, a distância interplanar, 0d , varia de um valor
0ddd −=∆ , sendo d a distância interplanar no material tensionado, o que ocasiona a
deformação dd /∆=ε na rede cristalina do material. Qualquer variação 0ddd −=∆ no
parâmetro reticulado resultará em uma mudança correspondente a 0θθθ −=∆ na posição
42
angular dos raios difratados de Bragg. A Figura 2.18 mostra a interpretação geométrica da
lei de Bragg.
Figura 2.18 – Interpretação geométrica da lei de Bragg.
Diferenciando a Equação da lei de Bragg, temos:
0cos22 =⋅∆⋅+⋅∆ θθθ dsend
Então:
θθε gd
dcot⋅∆−=∆= ( 2.5)
A Equação 2.5 mostra que, medindo-se experimentalmente a variação do ângulo de
difração, 0θθθ −=∆ , pode-se determinar a deformação elástica da rede cristalina,
considerando o ângulo de difração 0θ para uma amostra relaxada, isenta de tensão. Através
das constantes de elasticidade do material chega-se aos valores das tensões atuantes.
Quanto maior o ângulo de difração θ , maior é a precisão de determinação da deformação.
43
Os princípios básicos da teoria da elasticidade para interpretação da tensometria por
raios X são:
� Deformação:
l
l∆=ε
( 2.6)
� Tensão:
A
F
∆∆=σ
( 2.7)
� Lei de Hooke para:
� Estado uniaxial
Ε= σε ( 2.8)
� Estado triaxial:
( )321
1 σσνσε +Ε
−Ε
=
( 2.9)
( )312
2 σσνσε +Ε
−Ε
=
( 2.10)
( )213
2 σσνσε +Ε
−Ε
=
( 2.11)
44
Onde:
321 ,, εεε são as deformações principais;
321 ,, σσσ são as tensões principais;
Ε é o módulo de elasticidade;
ν é o coeficiente de Poisson.
Contudo, a mais importante equação da tensometria por raios-X é a equação para
deformação ψϕε , , nas direções ϕ e ψ , no sistema de coordenadas polares apresentado na
Figura 2.19.
Figura 2.19 – Sistema de coordenadas polares.
45
A equação tem a seguinte forma:
( ) ( )32122
22
1, cos σσσνψϕσϕσε ψϕ ++Ε
−⋅⋅+⋅= sensen ( 2.12)
Onde:
ψ é o ângulo azimutal;
ϕ é o ângulo polar.
A componente da tensão perpendicular à superfície é igual a zero, e as componentes
1σ e 2σ se posicionam na superfície. Então, a Equação 2.12 pode ser escrita como:
( )212
,
1 σσνψσνε ϕψϕ +Ε
−⋅Ε+= sen ( 2.13)
Nesta equação, ϕσ é a componente da tensão na direção que faz o ângulo ϕ com a
tensão principal 1σ .
Com base nas Equações 2.12 e 2.13, são elaboradas várias metodologias de medição
de tensões, tais como o método do sen2ψ e da dupla exposição.
46
Capítulo 3
3. Materiais e Métodos
3.1. Material
O material estudado neste trabalho é uma chapa de aço avançado de alta resistência
(AHSS – Advanced High Strenght Steel), de 480mm x 630mm e 4mm de espessura,
utilizado na fabricação de discos de freio. Produzido pela Usiminas, recebe a denominação
de USI-RW-600DP (Dual-Phase – Ferrita + Martensita), sendo de baixa relação elástica e
excelente balanço entre resistência e ductilidade. A composição química e as propriedades
mecânicas do material estudado estão apresentadas nas Tabelas 3.1 e 3.2, respectivamente.
Tabela 3.1 – Composição química do aço (em % de peso) fornecida pelo fabricante.
C Si Mn P S Al Cu Nb V
0,0485 1,03 1,17 0,015 0,001 0,04 0,01 0,004 0,003
Ti Cr Ni Sn N As B Ca Fe
0,003 0,07 0,02 0,002 0,0028 0,002 0,0001 0,0011 Balanço
Tabela 3.2 – Propriedades mecânicas do material (obtidas experimentalmente).
Limite de Escoamento
σσσσLE (MPa)
Limite de Resistência
σσσσLR (MPa) Alongamento
(%) Energia Absorvida
a 25ºC (J)
330 550 18 33
47
As amostras foram obtidas a partir de processos de corte e soldagem a laser. O corte
foi feito na direção transversal de laminação da chapa. As juntas foram soldadas pelo
processo laser, com diferentes parâmetros de velocidade e foco.
3.2. Métodos Experimentais
3.2.1. Corte
O corte foi realizado na empresa TRUMPF, utilizando a máquina de corte a laser
CNC Trulaser 5030 (Figura 3.1).
(a) (b)
Figura 3.1 – (a) Máquina de corte Trulaser 5030; (b) chapa sendo cortada.
A chapa foi cortada de forma a obter peças com dimensões de 240mm x 119mm. Os
parâmetros utilizados no corte estão descritos na Tabela 3.3.
48
Tabela 3.3 – Parâmetros do corte a laser.
Máquina de Corte Trulaser 5030
Potência (W)
LASER Gasoso (CO2, N2 e H2) Gás de
Assistência
6000 Condução
Comprimento de onda (µm)
Diâmetro (mm) Nitrogênio
Espelho 10,6 0,3
No processo de corte a laser o feixe é convergente, concentrando toda a energia na
região do corte, gerando uma pequena ZTA. O gás de assistência, N2, é utilizado para
minimizar a ação de agentes externos.
3.2.2. Soldagem
A soldagem também foi realizada na TRUMPF, utilizando a máquina de soldagem a
laser Trulaser Robot 5020 (Figura 3.2).
(a) (b)
Figura 3.2 – (a) Máquina de soldagem Trulaser Robot 5020; (b) junta sendo soldada.
49
Antes da soldagem foi feita a preparação dos chanfros retos através de lixamento
para retirar rebarbas, óxidos e tinta. Foi utilizado argônio como gás de assistência na
refrigeração da junta soldada, com vazão de 20ℓ/min.
No processo de soldagem a laser, a distância entre as peças a serem soldadas deve
ser menor que 1,0mm para que o feixe incida sobre a superfície. Ao incidir sobre uma
superfície, uma fração do laser é absorvida pelo material e outra é refletida.
Analisados os parâmetros de soldagem (potência, velocidade de soldagem e ponto
focal) em função do material estudado, definiu-se que seria utilizada potência máxima do
equipamento (3300W), visto que o objetivo seria solda com penetração total. As juntas 01 e
02 foram soldadas com distância focal constante (-0,5mm) e as juntas 03 e 04 com
velocidade de soldagem constante (0,6m/min). Os parâmetros de soldagem podem ser
observados na Tabelas 3.4 e 3.5.
Tabela 3.4 – Parâmetros da soldagem autógena a laser.
Máquina de Soldagem Trulaser Robot 5020
Potência (W)
Laser Sólido (Nd: YAG) Gás de
Assistência
3300 Condução Diâmetro (mm)
Argônio Fibra Óptica 1,0
Tabela 3.5 – Parâmetros usados na soldagem a laser das juntas.
Junta
Parâmetro 01 02 03 04
Velocidade (m/min) 1,0 0,2 0,6 0,6
Distância Focal (mm) -0,5 -0,5 -1,0 0,5
50
3.2.3. Análise das Tensões Residuais
A análise das tensões residuais foi realizada no Laboratório de Análise de Tensões -
LAT, do Departamento de Engenharia Mecânica da UFF, utilizando o analisador de tensões
Xstress3000 (Figura 3.3).
(a)
(b) (c)
Figura 3.3 – (a) Analisador de tensões Xstress3000; (b) e (c) detalhamento do sistema de
medição.
51
As tensões residuais foram analisadas nas juntas soldadas a laser, para verificação
do nível de tensões gerado pelo processo de soldagem e, posteriormente, foi analisado o
comportamento das tensões residuais antes e após ensaios de dobramento. Cada ensaio
realizado no laboratório englobou a medição das tensões em dois locais no cordão de solda,
no sentido longitudinal (L) e transversal (T) ao cordão de solda, conforme ilustrado na
Figura 3.4.
(a) (b)
(c)
Figura 3.4 – (a) e (b) Corpos de prova antes e após dobramento; (c) Representação
esquemática dos pontos de medição.
O equipamento para medição das tensões residuais superficiais, adquirido através da
Rede de Materiais/Petrobras/TMEC, possui precisão de aproximadamente 15MPa e utiliza
o princípio da difração de raios-X pelo método do sen2ψ.
Pontos de medição
σtransversal
σlongitudinal
52
A equação utilizada neste equipamento é demonstrada da seguinte maneira: ao
variarmos a distância interplanar, obtemos uma variação do ângulo de difração. Sendo
assim, ao diferenciarmos a Lei de Bragg (equação 3.1), obtemos:
θθ ∆⋅−=∆g
d
dcot
( 3.1)
Desta equação podemos extrair que:
( ) ( ) ( )oo
o
og
d
ddθθθψϕε ψϕ
ψϕ −⋅=−
= ,, cot,
( 3.2)
Onde do e θo são os valores para o estado sem tensão.
Se mantivermos fixo o ângulo φ, e determinarmos a diferença entre as deformações
em duas direções diferentes, segundo o ângulo ψ, teremos:
( ) ( ) ( )12 ,,12 cot,, ψϕψϕ θθθψϕεψϕε −⋅=− og
( 3.3)
Podemos ainda reescrever o primeiro membro da equação 3.2, também em função
da diferença entre as deformações em duas direções diferentes:
( ) ( ) ( ) ( )E
sensen 12
22
12
1,,
ψψσµψϕεψϕε ϕ −⋅⋅+
=−
( 3.4)
53
Substituindo-se o primeiro membro da equação 3.4 pelo segundo membro da
equação 3.3, obtemos a equação utilizada no equipamento portátil de medição de tensões
residuais:
( )( )
( )12
22
,, 12cot1 ψψ
θθθ
µσ ψϕψϕ
ϕsensen
gE
o −−
⋅⋅+
=
( 3.5)
Esta equação seria válida para quaisquer variações de ψ1 e ψ2 que impusermos ao
equipamento.
Podemos observar, através da equação 3.5, que a tensão residual existente no
material é diretamente proporcional à derivada de 2θ, em função de sen2ψ. Sendo assim, é
feita uma representação gráfica dos vários ângulos 2θ medidos, tendo sen2ψ como abcissa.
A função que se ajusta aos pontos representados neste gráfico será linear de primeira
ordem, onde seu declive fornecerá o estado de tensão da amostra: tração, compressão ou
relaxação (Figura 3.5).
Figura 3.5 – Estado de tensão do material em função do declive da curva 2θ x sen2ψ.
54
3.2.4. Análise Microestrutural
A análise microestrutural foi realizada no Laboratório de Metalografia e
Tratamentos Térmicos - LABMETT, do Departamento de Engenharia Mecânica da UFF,
utilizando o microscópio ótico Zeiss Neophot 32 (Figura 3.6).
Figura 3.6 – Microscópio ótico Zeiss Neophot 32.
Para preparação da amostra, foram utilizadas lixas 100, 200, 300, 400, 500, 600 e
1200, deixando a superfície plana e polida. Depois de lixada, a amostra foi submetida a
uma limpeza ultrassônica, para retirar possíveis resíduos gerados durante o lixamento. No
polimento, foi utilizada alumina. A fim de revelar a microestrutura, a amostra foi atacada
com Nital 2%. Após o ataque, foi analisada no microscópio ótico, com sistema de aquisição
de imagem, para identificação das fases presentes no material.
A análise por microscopia eletrônica de varredura (MEV) foi realizada em um
equipamento da marca JEOL, modelo JSM6460LV, equipado com EDS, do
PEMM/COPPE/UFRJ.
55
3.2.5. Ensaios Mecânicos
Os corpos de prova foram confeccionados conforme a norma ASTM A 370.
3.2.5.1. Ensaio de Tração
Os ensaios de tração foram realizados no Laboratório de Ensaios Mecânicos do
Instituto Militar de Engenharia, utilizando a máquina EMIC DL10000 (Figura 3.7).
Figura 3.7 – Máquina de tração EMIC DL10000.
Os ensaios foram feitos sob carregamento quase estático com célula de carga de
100KN e extensômetro eletrônico na máquina, servo-hidráulica e automatizada. Os gráficos
tensão vs. deformação foram plotados no programa Origin com tratamento dos dados
obtidos das curvas carga vs. deslocamento, geradas durante os ensaios.
3.2.5.2. Tenacidade ao Impacto
Os ensaios de tenacidade Charpy foram realizados no Laboratório de Ensaios
Mecânicos - LEM, do Departamento de Engenharia Mecânica da UFF, utilizando a
56
máquina Heckert, com martelo pendular e capacidade de 300J. A Figura 3.8 mostra o
desenho esquemático com as dimensões dos corpos de prova de impacto.
Figura 3.8 –Dimensões do corpo de prova Charpy.
3.2.5.3. Ensaios de Dobramento
Os ensaios de dobramento foram realizados conforme a norma ASTM E 290
(ASTM, 2009), no Laboratório de Ensaios Mecânicos – LEM/UFF, utilizando a máquina
universal de ensaios mecânicos (Figura 3.9).
Figura 3.9 – Máquina universal de ensaios mecânicos.
57
3.2.5.4. Ensaios de Microdureza
Os ensaios de microdureza Vickers foram realizados no Laboratório de
Metalografia e Tratamentos Térmicos – LABMETT/UFF, utilizando o microdurômetro
digital Time Group HVS-1000 (Figura 3.10).
Figura 3.10 – Microdurômetro digital Time Group HVS-1000.
As amostras foram preparadas por lixamento usando lixas 100, 200, 300, 400, 500,
600 e 1200 para obtenção de superfície plana e polida. Durante os ensaios, foram aplicadas
cargas de 2,94N por 15s para cada identação.
58
Capítulo 4
4. Resultados e Discussões
Neste Capítulo os resultados experimentais obtidos são apresentados e discutidos.
Eles consistem da análise das tensões residuais geradas no processo de soldagem a laser e
da caracterização das propriedades mecânicas e microestruturais das juntas obtidas.
4.1. Análise das Tensões Residuais após a Soldagem
Após a soldagem a laser das quatro juntas, nomeadas 01, 02, 03 e 04, as tensões
residuais superficiais foram medidas por difração de raios-X, na região central do cordão de
solda, tanto no topo (A) quanto na raiz (B) e em duas direções, longitudinal e transversal ao
cordão de solda. Os resultados estão apresentados na Tabela 4.1 e nas Figuras 4.1 e 4.2.
Tabela 4.1 – Tensões residuais superficiais das juntas soldadas.
Junta 01 02 03 04
Tensão
Residual
(MPa)
Longitudinal A - Topo 370 360 290 300
B - Raiz 370 390 350 330
Transversal A - Topo 40 260 20 80
B - Raiz 60 300 70 130
59
1 2 3 40
50
100
150
200
250
300
350
Topo
Ten
são
Res
idua
l (M
Pa)
Junta
Longitudinal Transversal
Figura 4.1 – Tensões residuais no topo das juntas.
1 2 3 40
50
100
150
200
250
300
350
Ten
são
Res
idua
l (M
Pa)
Raiz
Junta
Longitudinal Transversal
Figura 4.2 – Tensões residuais na raiz das juntas.
60
Observando a Tabela 4.1 é possível perceber que as tensões residuais longitudinais
são consideravelmente mais elevadas do que as transversais, tanto no topo quanto na raiz
das juntas (com exceção da junta 02, que teve comportamento atípico), o que está coerente
com a literatura e com os resultados usuais obtidos em outros processos de soldagem.
Entretanto, considerando que todas as tensões residuais são trativas, elas podem se somar
aos carregamentos em serviço e, dependendo da magnitude destes carregamentos, podem
atingir o limite de resistência do material (~ 600MPa).
Apesar dos parâmetros de velocidade e foco terem variado, nota-se que, para todas
as amostras as tensões residuais no sentido longitudinal se mantiveram relativamente
homogêneas entre si o que também ocorreu na direção transversal em três amostras, porém,
uma delas apresentou níveis de tensão completamente diferentes (média de 280MPa).
4.2. Microscopia Óptica
Através da análise microestrutural, realizada por microscopia óptica, foi confirmado
que o metal de base é constituído por ilhas de martensita dispersas na matriz ferrítica
(poligonal), como esperado (Figura 4.3).
61
Figura 4.3 – Microestrutura do metal de base.
Entretanto, a microestrutura bifásica e equilibrada do MB foi modificada pelo
processo de soldagem, apresentando uma ZTA constituída, predominantemente, por ferrita
poligonal, conforme mostra a Figura 4.4.
Figura 4.4 – Microestrutura da ZTA de ferrita poligonal de grãos finos.
62
Na zona fundida, a microestrutura original bifásica torna-se completamente
ferrítica, sendo composta por ferrita poligonal, ferrita acicular e ferrita de segunda fase
alinhada (Figura 4.5).
Figura 4.5 – Microestrutura ferrítica da zona fundida.
4.3. Caracterização das Propriedades Mecânicas
4.3.1. Resistência Mecânica
Na Figura 4.6 estão apresentados os resultados dos ensaios de tração do metal de
base, apresentando uma média de 330MPa de limite de escoamento e 550MPa de limite de
resistência.
63
Figura 4.6 – Curvas tensão vs. deformação do metal de base.
As Figuras 4.7 e 4.8 mostram os resultados dos ensaios de tração realizados nos
corpos de prova (juntas 03 e 04, respectivamente). Após os ensaios, as superfícies de
fratura dos corpos de prova foram analisadas por microscopia eletrônica de varredura
(MEV) para verificação do modo de fratura.
Analisando as Figuras 4.7 e 4.8 é possível perceber claramente a provável influência
da distância focal no comportamento mecânico das juntas. A junta 04, onde foi utilizado
distância focal de 0,5mm, apresentou menor ductilidade em três dos cinco corpos de prova
ensaiados em comparação com a junta 03, soldada com distância focal de -1,0mm, que teve
comportamento mecânico à tração homogêneo. Outra particularidade observada nas curvas
obtidas nos ensaios de tração foi a provável presença de patamares de escoamento
descontínuo em todas as condições analisadas.
64
0 2 4 6 8 10 120
100
200
300
400
500
600
Junta 03
Ten
são
(MP
a)
Deformação (%)
CP A CP B CP C CP D CP E
Figura 4.7 – Curvas tensão vs. deformação da junta soldada 03.
0 2 4 6 8 10 120
100
200
300
400
500
600
Junta 04
Ten
são
(MP
a)
Deformação (%)
CP A CP B CP C CP D CP E
Figura 4.8 – Curvas tensão vs. deformação da junta soldada 04.
65
4.3.2. Tenacidade ao Impacto
Na Tabela 4.2 estão apresentados os resultados obtidos nos ensaios de tenacidade ao
impacto Charpy (juntas 03 e 04), onde se pode perceber que a energia absorvida em todos
os corpos de prova (cps) apresenta grande similaridade, enquanto que a expansão lateral de
todos os cps testados foi a mesma (60%). Após os ensaios, as superfícies de fratura dos
corpos de prova também foram analisadas por microscopia eletrônica de varredura (MEV)
para verificação do modo de fratura.
Tabela 4.2 – Tenacidade ao impacto das juntas soldadas.
Corpo de prova Energia Absorvida (J) Expansão Lateral (%)
Junta 03 Junta 04 Junta 03 Junta 04
A 32,0 31,0 60 60
B 32,0 33,0 60 60
C 28,5 31,0 60 60
Média 30,8 31,7 60 60
4.3.3. Ductilidade
Os ensaios de dobramento foram realizados em corpos de prova das juntas 01 e 02,
para verificar a influência da velocidade de soldagem na ductilidade do material, usando
velocidades de 1,0 e 0,2m/s, respectivamente.
Após os ensaios dos 3 corpos de prova de cada junta, os mesmos foram
inspecionados visualmente e não apresentaram descontinuidades. A Tabela 4.3 apresenta os
valores experimentais dos raios, inicial e final, e do retorno elástico após o ensaio.
66
Tabela 4.3 – Retorno elástico experimental.
CP Raio inicial
(mm)
Raio final
(mm)
Retorno Elástico Experimental
(mm)
1A 49,5 52,05 2,55
1B 49,2 51,80 2,60
1C 49,6 51,85 2,25
Retorno elástico experimental médio: junta 01 2,47
2A 49,45 51,20 1,75
2B 49,45 51,30 1,85
2C 49,55 51,40 1,85
Retorno elástico experimental médio: junta 02 1,82
O valor do raio inicial (ri) medido experimentalmente antes do descarregamento foi
validado através da equação de Romanóvscky, Equação (4.1) e Figura 4.9, possibilitando
calcular o retorno elástico teórico, ou efeito mola.
h
r
E
rr
fLE
f
i
⋅+=
σ31
( 4.1)
Figura 4.9 – Efeito mola no ensaio de dobramento.
67
Para o cálculo do raio teórico inicial foi considerado o valor do raio final (rf),
medido após o descarregamento, o limite de escoamento do material, σLE = 330MPa, o
módulo de elasticidade, E = 210GPa e a espessura do material, h = 4mm. Os valores
calculados podem ser observados na Tabela 4.4.
Tabela 4.4 – Retorno elástico teórico.
CP Raio inicial
(mm)
Raio final
(mm)
Retorno elástico teórico
(mm)
1A 49,04 52,05 3,01
1B 48,82 51,80 2,98
1C 48,86 51,85 2,99
Retorno elástico teórico médio: junta 01 2,99
2A 48,29 51,20 2,91
2B 48,38 51,30 2,92
2C 48,46 51,40 2,94
Retorno elástico teórico médio: junta 02 2,92
Ao comparar os resultados experimentais e teóricos do retorno elástico obtidos nos
ensaios de dobramento é possível perceber que os valores teóricos (Tabela 4.3) são maiores
do que os obtidos experimentalmente (Tabela 4.4). É possível observar também que os
resultados dos corpos de prova da junta soldada 01 são mais elevados do que os da junta
soldada 02, onde percebe-se que a maior velocidade originou o maior retorno elástico.
Análises das tensões residuais foram feitas nos corpos de prova de dobramento,
antes e após os ensaios, no centro e na extremidade dos cordões de solda, no lado côncavo
dos corpos de prova, nas direções Longitudinal (L) e Transversal (T) ao cordão de solda,
conforme mostrado na Figura 3.4, a fim de verificar o comportamento das tensões após a
68
deformação provocada pelo dobramento do material. Todos os corpos de prova
apresentaram um aumento das tensões compressivas após o ensaio, conforme pode ser visto
na Tabela 4.5 e nas Figuras 4.10 a 4.13.
Tabela 4.5 – Tensões residuais antes e após o dobramento.
Junta Local Corpo
de Prova
Tensões Residuais (MPa)
Antes do dobramento Após o dobramento
T (0º) L (90º) T (0º) L (90º)
1
Centro
A 30 100 -100 -120
B 30 100 -150 -110
C 10 120 -70 -170
Extrem.
A -130 50 -180 -200
B -30 -30 -160 -90
C -90 -70 -210 -60
2
Centro
A -60 -80 -210 -140
B -70 -50 -300 -200
C -100 -120 -160 -135
Extrem.
A -70 -60 -60 -150
B -10 -70 -280 -10
C -130 -130 -100 -160
69
1C 2C 1E 2E
-280
-240
-200
-160
-120
-80
-40
0
40
80
120
Antes do dobramento - transversal ao cordão de solda
Junta
Ten
são
Res
idua
l (M
Pa)
A B C
Figura 4.10 – Tensões residuais antes do dobramento – transversal.
1C 2C 1E 2E
-280
-240
-200
-160
-120
-80
-40
0
40
80
120
Antes do dobramento - longitudinal ao cordão de solda
Junta
Ten
são
Res
idua
l (M
Pa)
A B C
Figura 4.11 – Tensões residuais antes do dobramento – longitudinal.
70
1C 2C 1E 2E
-280
-240
-200
-160
-120
-80
-40
0
40
80
120
Após dobramento - transversal ao cordão de solda
Junta
Ten
são
Res
idua
l (M
Pa)
A B C
Figura 4.12 – Tensões residuais após dobramento – transversal.
1C 2C 1E 2E
-280
-240
-200
-160
-120
-80
-40
0
40
80
120
Após dobramento - longitudinal ao cordão de solda
Junta
Ten
são
Res
idua
l (M
Pa)
A B C
Figura 4.13 – Tensões residuais após dobramento – longitudinal.
71
O comportamento das tensões residuais superficiais, observado após o dobramento,
tanto no centro, quanto na extremidade dos corpos de prova, e em ambas as direções
analisadas, foi de aumento das tensões compressivas, alcançando valores de até 300MPa
após a conformação. Estes resultados estão coerentes com os perfis de tensões residuais
mostrados por Wang & Gong (2008) e por Thiago (2011), onde o estado de tensão
compressivo é resultado das superfícies tracionadas plasticamente. Analisando as Figuras
4.12 e 4.13 é possível também depreender que as tensões na direção transversal ao cordão
(longitudinal ao corpo de prova) são as que apresentaram maiores magnitudes, o que
também está compatível com os perfis apresentados por Wang & Gong (2008).
4.3.4. Microdureza
Os resultados obtidos nos ensaios de microdureza Vickers (HV) estão apresentados
nas Figuras 4.14 e 4.15, referentes às juntas soldadas a laser 03 e 04.
-6 -4 -2 0 2 4 6
200
210
220
230
240
250
260
270
Junta 03
Mic
rodu
reza
Vic
kers
(H
V)
Distância em relação ao cordão de solda (mm)
Figura 4.14 – Microdureza Vickers da junta 03 (v= 0,6 m/s e Df = -1mm).
72
Analisando a Figura 4.14, percebe-se que em toda a região que abrange a zona
fundida (ZF) e a zona termicamente afetada (ZTA) a microdureza é máxima, atingindo
valores de até 265HV, superiores em cerca de 60HV à dureza apresentada pelo metal de
base (MB).
-6 -4 -2 0 2 4 6
200
210
220
230
240
250
260
270
Junta 04
Mic
rodu
reza
Vic
kers
(H
V)
Distância em relação ao cordão de solda (mm)
Figura 4.15 – Microdureza Vickers da junta 04 (v= 0,6 m/s e Df = 0,5mm).
A Figura 4.15 apresenta o perfil da microdureza da junta 04, que foi soldada com a
mesma velocidade da junta 03, tendo, entretanto, uma distância focal (Df) diferente do
empregado na soldagem da junta 03, e igual a 0,5mm. A análise deste perfil mostra a
provável influência dos diferentes parâmetros empregados, pois a dureza máxima na ZF e
na ZTA não ultrapassa os 250HV, enquanto que o MB na vizinhança da junta apresenta
dureza relativamente maior do que a junta 03 (~220HV).
73
A Tabela 4.6 mostra os valores de microdureza Vickers encontrados em cada ponto
analisado e a região correspondente ao ponto de medição.
Tabela 4.6 – Resultados das análises de microdureza Vickers.
Distância em relação ao centro do cordão de solda
(mm)
Microdureza Vickers (HV) Região
Junta 03 Junta 04
-4,0 204,8 208,9 Metal de base
-3,5 202,4 210,3 Metal de base
-3,0 204,8 209,8 ZTA
-2,5 207,8 206,8 ZTA
-2,0 231,2 219,3 ZTA
-1,5 261,5 228,8 ZTA
-1,0 236,5 234,1 Metal de solda
-0,5 264,4 242,1 Metal de solda
0,0 266,6 249,9 Metal de solda
0,5 247,9 248,6 Metal de solda
1,0 255,3 250,5 Metal de solda
1,5 240,9 239,0 ZTA
2,0 222 207,8 ZTA
2,5 212,4 209,8 ZTA
3,0 205,3 210,8 Metal de base
3,5 208,8 211,8 Metal de base
74
Analisando a Tabela 4.6, bem como os perfis de microdureza apresentados nas
Figuras 4.14 e 4.15, é possível perceber na ZTA a presença de uma zona macia, que
também foi reportada por Farabi et al (2010), que estudaram juntas soldadas a laser do aço
DP600. Esta zona macia apresenta uma microdureza de aproximadamente 205MPa, que é
ligeiramente inferior ao metal de base (~210MPa), o que deve estar relacionado com a
alteração da microestrutura de ferrita com ilhas de martensita presente no MB para ferrita
poligonal na ZTA.
4.4. Microscopia Eletrônica de Varredura
As superfícies de fratura, dos corpos de prova de tração e de impacto Charpy das
juntas soldadas, foram analisadas por microscopia eletrônica de varredura (MEV),
conforme as Figuras 4.16 a 4.24, mostrando que o modo de fratura das juntas de aço DP600
soldadas a laser foi dúctil.
As Figuras 4.16 e 4.17 apresentam a micrografia da região central da fratura do
corpo de prova de tração 3A com diferentes aumentos. Na Figura 4.17 é possível observar
dois precipitados que foram analisados por EDS (Figura 4.18).
75
Figura 4.16 – Região central da fratura do cp de tração 3A com aumento de 400x.
Figura 4.17 – Região central da fratura do cp de tração 3A com aumento de 2.500x.
76
Os dois precipitados mostrados na Figura 4.17, foram analisados por EDS (Figura
4.18), que não revelou a presença de elementos químicos estranhos ao aço DP600.
(a)
(b)
Figura 4.18 – EDS dos precipitados 1 e 2 mostrados na Figura 4.17.
77
Na Figura 4.19 é apresentada uma imagem ampliada da superfície de fratura do
corpo de prova 03A, junta soldada com distância focal de -1,0mm e velocidade de 0,6m/s.
Figura 4.19 – Imagem ampliada da superfície de fratura do corpo de prova de tração 3A.
As Figuras 4.20 e 4.21 apresentam a micrografia da região central da fratura do
corpo de prova de tração 4A com diferentes aumentos. Na Figura 4.21 é possível observar o
precipitado que foi analisado por EDS (Figura 4.22).
78
Figura 4.20 – Região central da fratura do cp de tração 4A com aumento de 400x.
Figura 4.21 – Região central da fratura do cp de tração 4A com aumento de 2.500x.
79
A Figura 4.22 apresenta a análise por EDS do precipitado mostrado na Figura 4.21,
revelando a presença de alumínio, cujo percentual na composição química do aço DP600 é
0,04%.
Figura 4.22 – EDS do precipitado mostrado na Figura 4.21.
A Figura 4.23 apresenta uma imagem ampliada da superfície de fratura do corpo de
prova 04A, junta soldada com distância focal de 0,5mm e velocidade de 0,6m/s, que não
mostra nenhuma particularidade com relação à junta 03.
80
Figura 4.23 – Imagem ampliada da fratura do corpo de prova de tração 4A.
As superfícies de fratura dos corpos de prova Charpy das juntas 03 e 04 foram
analisadas por MEV e as micrografias estão apresentadas na Figura 4.24.
81
(a)
(b)
Figura 4.24 – Micrografias das superfícies de fraturas dos corpos de prova de impacto: (a) junta 03; (b) junta 04.
82
Capítulo 5
5. Conclusões
O presente trabalho, em que foram analisadas as propriedades mecânicas e
microestruturais e as tensões residuais de juntas soldadas a laser de um aço AHSS DP600,
permite as seguintes conclusões:
1. O estado de tensões residuais superficiais resultantes da soldagem é trativo e
de elevadas magnitudes, principalmente no sentido longitudinal (390MPa) e
a variação dos parâmetros de soldagem (velocidade e distância focal) não
influenciou significativamente o nível das tensões geradas.
2. Houve influência da distância focal no comportamento mecânico das juntas,
o que foi evidenciado pela menor ductilidade apresentada pela junta soldada
com distância focal de 0,5mm.
3. Os resultados experimentais e teóricos do retorno elástico obtidos nos
ensaios de dobramento das juntas soldadas evidenciaram a influência da
velocidade de soldagem das juntas, que resultou em um maior retorno
elástico na junta soldada com velocidade de 1,0m/s, com distância focal
constante.
83
4. Após o ensaio de dobramento as tensões residuais superficiais compressivas
foram aumentadas em todos os pontos e direções analisados, alcançando
valores de até -300MPa após a conformação. Este comportamento é
coerente com a literatura.
5. A microestrutura da zona termicamente afetada foi alterada pelo processo de
soldagem, não apresentando as ilhas de martensita presentes no metal de
base, o que refletiu na formação da zona macia, com baixos valores de
dureza.
84
Capítulo 6
6. Sugestões para Trabalhos Futuros
Após a realização do presente trabalho é possível fazer as seguintes sugestões para o
desenvolvimento de trabalhos futuros, que complementariam os resultados obtidos:
1. Realizar a análise microestrutural das juntas soldadas em todas as condições de
soldagem.
2. Efetuar ensaios de dobramento nas juntas soldadas com outras distâncias focais
(juntas 03 e 04).
3. Analisar as propriedades mecânicas (tração e impacto) das juntas soldadas com
diferentes velocidades de soldagem (juntas 01 e 02).
4. Fazer perfil das tensões residuais de profundidade nas juntas para verificar a
espessura das camadas em compressão.
5. Realizar ensaios de embutimento e posterior análise das tensões residuais.
6. Simular a distribuição das tensões nas amostras empregando recursos
computacionais.
85
Capítulo 7
7. Referências Bibliográficas
ASTM - AMERICAN SOCIETY FOR TESTING AND MATERIALS. Standard Test
Methods for Bend Testing of Material for Ductility. ASTM E 290, EUA, 2009.
CINDRA FONSECA, M. P. Evolução do Estado de Tensões Residuais em Juntas
Soldadas de Tubulação Durante Ciclos de Fadiga. Tese de Doutorado em Engenharia
Metalúrgica e de Materiais, COPPE/UFRJ, 2000.
FARABI, N; CHEN, D.L.; LI, J.; ZHOU, Y.; DONG, S.J. Microstructure and
mechanical properties of laser welded DP600 steel joints. Materials Science and
Engineering, Vol. A527, pp. 1215-1222, 2010.
FARABI, N.; CHEN, D.L.; ZHOU, Y. Microstructure and mechanical properties of
laser welded dissimilar DP600/DP980 dual-phase steel joints. Journal of Alloys and
Compounds, Vol. 509, pp. 982-989, 2011.
GRANBOM, YLVA. Structure and mechanical properties of dual phase steels – An
experimental and theoretical analysis. Tese de Doutorado. School of Industrial
Engineering and Management. Estocolmo, 2010.
JAMES, M.N.; HUGHES, D.J.; CHEN, Z.; LOMBARD, H.; HATTINGH, D.G.;
ASQUITH, D.; YATES, J.R.; WEBSTER, P.J. Residual Stresses and Fatigue
Performance. Engineering Failure Analysis, Vol. 14, pp 384-395, 2007.
86
KANDIL, F.A.; LORD, J.D.; FRY, A.T.; GRANT, P.V. A Review of Residual Stress
Measurement Methods. Reino Unido, 2001.
KAVAMURA, H. A. Aplicação de Solda LASER em Carrocerias Automotivas: Estudo
Comparativo entre a Solda LASER e a Solda Ponto por Resistência. Dissertação de
Mestrado em Engenharia Automotiva, Escola Politécnica da Universidade de São
Paulo. São Paulo, 2007.
KHAN, M.M.A.; ROMOLI, L.; FIASCHI, M.; SARRI, F.; DINI, G. Experimental
investigation on laser beam welding of martensitic stainless steels in a constrained
overlap joint configuration. Journal of Materials Processing Technology, Vol. 210, pp.
1340-1353, 2010.
LIFANG MEI; GENYU CHEN; XIANGZHONG JIN; YI ZHANG; QIANG WU.
Research on laser welding of high-strength galvanized automobile steel sheets. Optics
and Lasers in Engineering, Vol. 47, pp. 1117-1124, 2009.
MACHERAUCH, E.; KLOOS, K. H. Measurements and Evaluation of Residual Stress
in Science and Technology. Ed. by Macherauch, E.,Hauk, V., DGM VERLAG, 1987.
MEJÍA, I.; BEDOLLA-JACUINDE, A.; MALDONADO, C.; CABRERA, J.M. Hot
ductility behavior of a low carbon advanced high strength steel (AHSS) microalloyed
with boron. Materials Science and Engineering, Vol. A528, pp. 4468-4474, 2011.
PEDROSA, P.D.S.P. Variação do Estado de Tensões Residuais Introduzidas por Shot-
Peening em Aço Duplex UNS S 31803 Durante Ciclos de Fadiga. Dissertação de
Doutorado em Engenharia Metalúrgica e de Materiais da COPPE/UFRJ. Rio de Janeiro,
2007.
87
PREVÉY, P.S.; CAMMETT J.T. The Effect of Shot Peening Coverage on Residual
Stress, Cold Work and Fatigue in a Ni-Cr-Mo Low Alloy Steel. Proceedings
International Conference on Shot Peening Garmisch-Partenkirchen. Alemanha, 2002.
RAJ, B.; JAYAKUMAR, T. NDE. Methodologies for Characterization of Defects,
Stresses and Microstructures in Pressure Vessels and Pipes. International Journal of
Pressure Vessels and Piping, Vol. 73, n. 2, pp. 133-146, 1997.
RIZZI, P.; BELLINGERI, S.; MASSIMINO, F.; BALDISSIN, D.; BATTEZZATI, L.
Microstructures in laser welded high strength steels. The 13th International Conference
on Rapidly Quenched and Metastable Materials. Journal of Physics: Conference Series,
Vol. 144, 2009.
ROCHA, R.O.; MELO, T.M.F.; PERELOMA, E.V.; SANTOS, D.B. Microstructural
evolution at the initial stages of continuous annealing of cold rolled dual-phase steel.
Materials Science and Engineering, Vol. A391, pp. 296-304, 2005.
ROSENFELD, M.J. Factors to Consider when Evaluating Damage on Pipelines. Oil &
Gas Journal, 2002.
THIAGO, V.L. Avaliação de Integridade em Dutos com Danos de Deformação
Plástica Causados por Sobrecarga do Solo. Dissertação de Mestrado,
PEMM/COPPE/UFRJ, 2011.
WANAB, M. A.; NGUYEN, T. N. Effect of Residual Stresses Produced by Mechanical
Means on the Fatigue Life of Welded Structures. Second Australian International
Conference on Surface Engineering, Coatings and Surface Treatments in
Manufacturing. Adelaide, Austrália, 1994.
88
WANG Z.; GONG B. Residual Stress in the Forming of Materials. Handbook of
Residual Stress and Deformation of Steel 3rd Printing. ASM International, pp. 141-149,
Ohio, 2008.
WEBSTER, G.A.; EZEILO, A.N. Residual Stress Distributions and Their Influence on
Fatigue Lifetimes. International Journal of Fatigue, Vol. 23, pp 375-383, 2001.
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