Análise Experimental do Comportamento à Fadiga em Juntas Soldadas

por Fricção Linear de Ligas de Alumínio para a Indústria Aeronáutica

Luís Miguel Nicolau Aires

Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em Engenharia de Materiais

Júri

Presidente: Professor Doutor Luís Manuel Guerra da Silva Rosa

Orientador: Professor Doutor Pedro Miguel dos Santos Vilaça da Silva

Professor Doutor Luís Filipe Galrão dos Reis

Vogais: Doutor Pedro Miguel Gomes Abrunhosa Amaral

Outubro de 2007

i

Agradecimentos

Este trabalho não teria sido possível de realizar sem a colaboração de diversas pessoas e entidades às quais eu

desejo prestar aqui, os meus mais sinceros agradecimentos.

Ao Professor Pedro Vilaça, o meu orientador, agradeço a confiança depositada na minha pessoa para a realização

deste trabalho, assim como o elevado apoio e solicitude que foi uma constante durante todo o tempo que esta obra

demorou a ser efectuada.

Ao Mestre Telmo Santos agradeço o apoio nas mais diversas áreas deste trabalho. A sua disponibilidade, na

discussão dos mais diversos problemas, na realização das juntas soldadas, na realização de ensaios de flexão, de ensaios

radiográficos, assim como em outras actividades desta tese de mestrado, foram cruciais. Foi uma constante companhia, e

um importante pilar deste trabalho.

Ao Professor Luís Reis agradeço toda a sua disponibilidade na realização dos ensaios de fadiga, assim como os

valiosos conhecimentos que me transmitiu nesta área.

Ao Professor Rui Silva, do departamento de materiais da Universidade Nova de Lisboa, agradeço a

disponibilidade na realização de microscopia electrónica de varrimento, assim como as discussões, e conhecimentos

transmitidos sobre alguns assuntos referentes a esta tese.

À Mestre Beatriz Silva agradeço a disponibilidade na realização dos ensaios de tracção uniaxial, assim como os

conhecimentos que me transmitiu sobre o assunto.

Ao Engenheiro Valentino Cristino agradeço o apoio prestado em diversas áreas laboratoriais.

Ao Senhor Pedro e ao Senhor Nelson do LTO da SPM do IST agradeço o apoio prestado na realização de todas

as tarefas oficinais necessárias.

Ao Doutor Pedro Amaral agradeço os conhecimentos transmitidos na área de ensaios de flexão, a sua

disponibilidade, assim como a possibilidade de realizar este tipo de ensaios.

Aos Engenheiros Pedro Barros e Paulo Tenera do LABEND do ISQ agradeço a sua disponibilidade para a

realização de ensaios radiográficos.

Ao Senhor Daniel, do laboratório de materiais, desejo agradecer a sua ajuda e disponibilização de diverso material

necessário à realização da análise metalográfica.

Aos meus colegas e amigos, Filipe Nascimento, Gonçalo Monteiro, José Rodrigues, Ana Marques, agradeço o

apoio trocado em diversas áreas deste trabalho, mas essencialmente pelo apoio mútuo em momentos mais difíceis. A

criação de uma tese de mestrado é um momento importante, mas também um caminho difícil e árduo de percorrer. Torna-

se sempre mais fácil e agradável quando é feito na companhia de outros na mesma situação.

A todos os meus colegas e amigos, criados no exterior, e aos feitos nessa “casa” de nome IST. Obrigado por todo

o apoio e amizade que me deram ao longo destes anos. Sei que não haverá necessidade de citar nomes, pois ainda são

diversos e além do mais eles sabem quem são. Já lhes disse pessoalmente e isso é o mais importante…

À Micaela Lopes agradeço toda a ajuda fornecida na formatação desta tese, mas essencialmente a amizade e

companhia com que me brindou no decorrer destes últimos anos. Obrigado.

Por fim, agradeço à minha família e em especial aos meus pais por todo o apoio dado desde que me lembro de

existir, e antes. A eles lhes devo “somente” tudo o que fui, sou e serei. Obrigado.

ii

Resumo

O processo de Soldadura por Fricção Linear (SFL) tem-se assumido como uma tecnologia emergente na ligação

de diversos materiais metálicos de onde se destacam as ligas de alumínio, muito utilizadas na indústria aeronáutica. Assim,

o potencial de utilização do processo SFL na estrutura dos aviões é extremamente elevado permitindo obter significativas

reduções de peso e aumentos de produtividade ao substituir outras tecnologias de ligação préviamente utilizadas.

Este trabalho de investigação centra-se na análise de soldabilidade por Fricção Linear da liga de alumínio

AA2024-T351 com 4mm de espessura, tipicamente usada na construção aeronáutica. Para tal, desenvolveram-se

parâmetros para o processo de SFL e procedeu-se à avaliação da influência de diversos tipos característicos de defeitos

resultantes da SFL, na resistência mecânica das juntas soldadas, sob esforços estáticos de tracção e flexão e ensaios de

fadiga sob tracção. A eficiência mecânica das juntas soldadas com os diversos tipos de defeitos característicos foi

estabelecida relativamente ao material base e juntas soldadas sem defeitos.

Os ensaios de fadiga compreenderam o traçado da curva S-N e análise metalográfica das superfícies de fractura.

A caracterização das juntas sob as diversas condições foi complementada com técnicas de controlo não destrutivo por

análise visual e raios - X, e técnicas destrutivas por análise metalográfica e dureza.

Os resultados obtidos revelam a importância dos parâmetros do processo na qualidade das juntas obtidas e

permitem estabelecer o nível de influência no comportamento mecânico dos tipos de defeitos mais frequentes em SFL de

ligas de alumínio para a construção aeronáutica.

Palavras-Chave

Soldadura por Fricção Linear

AA2024-T351

Defeitos em juntas soldadas

Fadiga

iii

Abstract

The Friction Stir Welding (FSW) process has assumed itself as an emergent technology in the joining of various

metallic materials from where the aluminum alloys stand out, often used in the aeronautical industry. Thus, the potential of

use of FSW process in the airplanes structure is extremely high, enabling to get significant weight reductions and productivity

increases, substituting many previous joints.

This investigation work focus in the analysis of Friction Stir weldability of the aluminum alloy AA2024 - T351 with

4mm of thickness, typically used in the aeronautical construction. Therefore, FSW parameters have been developed, and an

evaluation of the influence of various characteristic defects of FSW, in the mechanical resistance, under static tensile and

bending loads, and fatigue tests. The mechanical efficiency of welded joints with the various types of defects has been

established, and compared to the base material and welded joints without defects.

In the fatigue tests S-N curves and metallographic analysis of fractures surfaces were done. The joints

characterization under the different conditions was complemented with non destructive control techniques, such as visual

analysis and X-rays, and destructive techniques such as metallographic analysis and hardness.

The gotten results reveal the importance of the process parameters in the joints quality, allowing to establish the

influence of the more frequent FSW defects in the weld of aluminum alloys for the aeronautical construction.

Key Words

Friction Stir Welding

AA2024 – T351

Welded joints defects

Fatigue

iv

Índice

Agradecimentos .......................................................................................................................................................................i

Resumo ................................................................................................................................................................................... ii

Palavras-Chave ...................................................................................................................................................................... ii

Abstract .................................................................................................................................................................................. iii

Key Words ............................................................................................................................................................................. iii

Índice ..................................................................................................................................................................................... iv

Lista de Figuras ................................................................................................................................................................... viii

Lista de Tabelas ......................................................................................................................................................................x

Lista de Símbolos ................................................................................................................................................................. xii

1 – Objectivos ....................................................................................................................................................................... 1

2 – Introdução ....................................................................................................................................................................... 2

2.1 – Introdução aos Temas do Trabalho ..................................................................................................................... 2

2.2 – Estrutura da Tese................................................................................................................................................. 3

3 – Estado da Arte dos Temas do Trabalho ......................................................................................................................... 4

3.1 – Introdução ............................................................................................................................................................ 4

3.2 – O Alumínio e as Suas Ligas ................................................................................................................................. 4

3.2.1 – Enquadramento Histórico e Social .................................................................................................................. 4

3.2.2 – Classificação das Ligas de Alumínio ............................................................................................................... 5

3.3 – Ligas de Alumínio na Aeronáutica ....................................................................................................................... 6

3.3.1 – Ligas da Série 2XXX ....................................................................................................................................... 7

3.4 – Soldadura do Alumínio ......................................................................................................................................... 9

3.5 – Processo de Soldadura por Fricção Linear ........................................................................................................ 12

3.5.1 – Fundamentos do Processo ........................................................................................................................... 12

3.5.2 – Parâmetros do Processo ............................................................................................................................... 13

3.5.2.1 – Velocidade de Rotação e Velocidade de Avanço ................................................................................ 14

3.5.2.2 – Força Vertical de Forjamento .............................................................................................................. 15

3.5.2.3 – Ângulo de Ataque ................................................................................................................................ 16

3.5.2.4 – Geometria da Ferramenta ................................................................................................................... 16

3.5.3 – Caracterização Metalográfica das Juntas ..................................................................................................... 18

v

3.5.4 – Aplicações Industriais da SFL ....................................................................................................................... 20

3.5.5 – Vantagens e Desvantagens do Processo de SFL......................................................................................... 21

3.6 – Defeitos na Soldadura por Fricção Linear.......................................................................................................... 22

3.6.1 – Falhas na Raiz do Tipo Kissing Bond ........................................................................................................... 23

3.6.2 – Vazios Internos do Lado em Avanço............................................................................................................. 24

3.6.3 – Partículas de 2ª fase e Óxidos ...................................................................................................................... 24

3.7 – Fadiga ................................................................................................................................................................ 25

3.7.1 – Mecanismo de Fractura por Fadiga .............................................................................................................. 25

3.7.2 – Ciclos de Tensão de Fadiga.......................................................................................................................... 26

3.7.3 – Fadiga no Alumínio ....................................................................................................................................... 27

3.7.3.1 – Fadiga na Liga AA2024 ....................................................................................................................... 28

3.7.4 – Fadiga em Juntas Soldadas por SFL ............................................................................................................ 28

3.8 – Conclusões ........................................................................................................................................................ 30

4 – Desenvolvimento do Trabalho ...................................................................................................................................... 31

4.1 – Introdução .......................................................................................................................................................... 31

4.2 – Características da Liga Ensaiada ...................................................................................................................... 31

4.3 – Realização dos Ensaios de SFL ........................................................................................................................ 32

4.3.1 – Equipamento de SFL Utilizado ...................................................................................................................... 32

4.3.2 – Ferramenta de SFL Utilizada ........................................................................................................................ 33

4.3.3 – Sistema de Fixação das Peças ..................................................................................................................... 35

4.3.4 – Parâmetros Utilizados nos Ensaios ............................................................................................................... 36

4.3.5 – Evolução das Variáveis Durante um Ensaio de SFL..................................................................................... 38

4.3.5.1 – Resultados ........................................................................................................................................... 38

4.3.5.2 – Análise de Resultados ......................................................................................................................... 39

4.4 – Ensaios de Caracterização dos Cordões de SFL .............................................................................................. 40

4.4.1 – Caracterização Visual das Superfícies.......................................................................................................... 40

4.4.1.1 – Resultados ........................................................................................................................................... 40

4.4.1.2 – Análise dos Resultados ....................................................................................................................... 41

4.4.2 – Ensaios de Raios – X .................................................................................................................................... 41

4.4.2.1 – Resultados ........................................................................................................................................... 42

4.4.2.2 – Análise de Resultados ......................................................................................................................... 43

4.4.3 – Análise Metalográfica .................................................................................................................................... 43

vi

4.4.3.1 – Resultados ........................................................................................................................................... 44

4.4.3.2 – Análise de Resultados ......................................................................................................................... 49

4.4.4 – Ensaios de Dureza ........................................................................................................................................ 50

4.4.4.1 – Resultados ........................................................................................................................................... 51

4.4.4.2 – Análise de Resultados ......................................................................................................................... 51

4.4.5 – Ensaios de Tracção Uniaxial ......................................................................................................................... 52

4.4.5.1 – Resultados ........................................................................................................................................... 53

4.4.5.2 - Análise de Resultados .......................................................................................................................... 56

4.4.6 – Ensaios de Flexão ......................................................................................................................................... 59

4.4.6.1 – Concepção de Equipamento de Ensaios de Flexão ............................................................................ 60

4.4.6.2 – Resultados ........................................................................................................................................... 61

4.4.6.3 – Análise de Resultados ......................................................................................................................... 63

4.4.7 – Ensaios de Fadiga......................................................................................................................................... 65

4.4.7.1 – Resultados ........................................................................................................................................... 66

4.4.7.2 – Análise das Superfícies de Fractura .................................................................................................... 69

4.4.7.3 – Caracterização das Superfícies de Fractura por MEV ........................................................................ 73

4.4.7.4 – Análise de Resultados ......................................................................................................................... 75

5 – Conclusões e Propostas para Desenvolvimento Futuro .............................................................................................. 78

5.1 – Conclusões ........................................................................................................................................................ 78

5.2 – Propostas para Desenvolvimento Futuro ........................................................................................................... 79

6 – Referências Bibliográficas ............................................................................................................................................ 81

Anexos .....................................................................................................................................................................................i

A – Desenhos Técnicos ...........................................................................................................................................................i

A.1 – Desenho Técnico do Corpo da Ferramenta, das Bases e Pinos ...............................................................................i

A.2 – Desenho Técnico da Mesa de Ensaios .................................................................................................................... iv

A.3 – Desenho Técnico do Equipamento de Flexão ..........................................................................................................v

B – Procedimentos de Ensaio ................................................................................................................................................ vi

B.1 – Procedimento para Realização de Ensaios SFL ...................................................................................................... vi

B.2 – Tabela de Parâmetros Utilizados nos Ensaios de Soldadura ................................................................................. vii

B.3 – Procedimento de Realização de Ensaios de Raios – X ............................................................................................x

B.4 – Procedimento para Realização da Análise Metalográfica ........................................................................................ xi

B.5 – Procedimento para a realização de Ensaios de Dureza ......................................................................................... xii

vii

B.6 – Procedimento para Realização dos Ensaios de Flexão em 3 Pontos ................................................................... xiii

B.7 – Procedimento para a Realização de Ensaios de Tracção ..................................................................................... xiv

B.8 – Procedimento para a Realização de Ensaios de Fadiga ........................................................................................ xv

C – Fotos dos Ensaios Radiográficos .................................................................................................................................. xvi

D – Gráficos dos Ensaios de Tracção ............................................................................................................................... xviii

viii

Lista de Figuras

Figura 3.1 – Propriedades do alumínio ...................................................................................................................................... 5

Figura 3.2 – Diagrama esquemático das ligas de alumínio e respectivo sistema de classificação ........................................... 6

Figura 3.3 – Diagrama de fases binário do alumínio - Cobre ..................................................................................................... 7

Figura 3.4 – Micrografias dos constituintes numa liga de alumínio 2024 de alta pureza (H) e de baixa pureza (L) .................. 8

Figura 3.5 – Zona do diagrama de fases binário Al-Cu, mostrando os limites de solubilidade metaestável para as zonas

GP,θ’ e θ’’ ................................................................................................................................................................................... 9

Figura 3.6 – Comparação do calor fornecido com soldadura SFL e MIG de modo a se obter penetração total numa chapa

de 4 mm de uma liga de alumínio – magnésio[9] ..................................................................................................................... 10

Figura 3.7 – Secção transversal de uma liga 6056-T4 soldada por feixe laser ....................................................................... 11

Figura 3.8 – Perfil de microdurezas de uma liga de alumínio 6056-T4 soldada por diferentes processos .............................. 11

Figura 3.9 – Navio militar que contem mais de 32 km de cordões de SFL. ............................................................................. 12

Figura 3.10 – Representação esquemática da operação de SFL ............................................................................................ 12

Figura 3.11 – Representação esquemática e aproximada da terminologia da SFL ................................................................ 13

Figura 3.12 – Exemplo de uma máquina específica de SFL pela ESAB ................................................................................. 13

Figura 3.13 – Geração de calor do pino e da base da ferramenta de SFL .............................................................................. 14

Figura 3.14 – Variação da estrutura do nugget com a variação do factor Ω / V ...................................................................... 15

Figura 3.15 – Efeito do aumento de carga axial em SFL de uma liga 7020-T6 ....................................................................... 16

Figura 3.16 – Diferentes tipos de bases de ferramentas de SFL ............................................................................................. 17

Figura 3.17 – Diferentes pinos para a ferramenta de SFL ....................................................................................................... 17

Figura 3.18 – Representação esquemática e fotografia da secção de um cordão de SFL com as várias zonas que o

constituem o cordão de soldadura ........................................................................................................................................... 19

Figura 3.19 – Secções transversais de SFL ............................................................................................................................ 20

Figura 3.20 – Exemplo de uniões em SFL em estruturas aeronáuticas .................................................................................. 20

Figura 3.21 – Parte da fuselagem de um avião Eclipse 500 unida por SFL ............................................................................ 21

Figura 3.22 – Tipos de defeitos passíveis de surgirem numa SFL topo-a-topo ....................................................................... 22

Figura 3.23 – Defeitos da SFL em condições nominais do processo ...................................................................................... 23

Figura 3.24 – Variação da tensão com o tempo ...................................................................................................................... 26

Figura 4.1 – Ilustração da fresadora convencional e respectivos comandos ........................................................................... 32

Figura 4.2 – Esquema tridimensional da ferramenta Modular Dual ......................................................................................... 33

Figura 4.3 – Sistema de fixação das placas ............................................................................................................................. 36

Figura 4.4 – Totalidade de cordões de SFL realizados durante o decorrer do trabalho .......................................................... 37

Figura 4.5 – Gráfico ilustrativo da evolução da posição e da força no eixo dos xx, da força no eixo dos zz ........................... 38

Figura 4.6 – Gráfico ilustrativo da evolução da velocidade no eixo dos xx, da posição em z e do binário em z ..................... 38

Figura 4.7 – Aspecto visual das superfícies superiores das chapas soldadas com cordões sãos (tipo 0) .............................. 40

Figura 4.8 – Aspecto visual das superfícies superiores das chapas soldadas com cordões com defeitos (tipo II) ................. 40

Figura 4.9 – Aspecto visual das superfícies superiores das chapas soldadas com defeito (tipo I) ......................................... 40

Figura 4.10 – Aspecto visual das superfícies superiores das chapas soldadas com defeito (tipo III) ..................................... 41

Figura 4.11 – Diversos aspectos dos ensaios de raios – X ..................................................................................................... 42

ix

Figura 4.12 – Montagem esquemática a 3 dimensões da estrutura micrográfica do MB ........................................................ 44

Figura 4.13 – Macrografia e micrografias do cordão de SFL 10, sem defeitos (defeito tipo 0) após ensaio de flexão ............ 44

Figura 4.14 – Macrografia e micrografias do cordão de SFL 11, sem defeitos (defeito tipo 0) ................................................ 45

Figura 4.15 – Macrografia e micrografias do cordão de SFL 14, sem defeitos (defeito tipo 0) ................................................ 45

Figura 4.16 – Macrografia e micrografias do cordão de SFL 19, com defeito na raiz (defeito tipo II) ...................................... 46

Figura 4.17 – Macrografia e micrografias do cordão de SFL 20, com defeito na raiz (tipo II), após ensaio de flexão ............ 46

Figura 4.18 – Macrografia e micrografias do cordão de SFL 26, com defeito na raiz (defeito tipo I) ....................................... 47

Figura 4.19 - Macrografia e micrografias do cordão de SFL 38, com defeito em volume (defeito tipo III) ............................... 47

Figura 4.20 – Macrografia e micrografias do cordão de SFL 44, com defeito em volume (defeito tipo III) .............................. 48

Figura 4.21 – Detalhes micrográficos obtidos por microscopia electrónica de varrimento ...................................................... 48

Figura 4.22 – Perfil de dureza Vickers num cordão de soldadura sem defeitos, do tipo 0 (11_0) ........................................... 51

Figura 4.23 – Equipamento usado para a realização dos ensaios de tracção ......................................................................... 52

Figura 4.24 – Ilustração dos provetes 10, 11 e 14 após ensaio de tracção uniaxial, realizado em amostras soldadas sem

defeitos ..................................................................................................................................................................................... 54

Figura 4.25 – Ilustração dos provetes 26, 27 e 29 após ensaio de tracção uniaxial, realizado em amostras soldadas com

defeitos na raiz (tipo I); a) imagens da localização da fenda; b) aspecto da superfície de fractura ......................................... 55

Figura 4.26 – Ilustração dos provetes 19, 20 e 21 após ensaio de tracção uniaxial, realizado em amostras soldadas com

defeitos na raiz (tipo II) ............................................................................................................................................................. 55

Figura 4.27 – Ilustração dos provetes 39 e dois provetes da SFL 44, após ensaio de tracção uniaxial, realizado em amostras

soldadas com defeitos em volume (tipo III) .............................................................................................................................. 56

Figura 4.28 – Gráfico comparativo das diversas propriedades mecânicas em relação ao material base, obtidas nos ensaios

realizados ................................................................................................................................................................................. 58

Figura 4.29 – Factor EGRET obtido para os ensaios realizados ............................................................................................. 58

Figura 4.30 – Relação normalizada entre as propriedades do material base e cada tipo de soldadura, através da média de

valores do gráfico da figura 4.28 .............................................................................................................................................. 58

Figura 4.31 – Factor EGET para cada grupo de soldadura através da média de valores do gráfico da Figura 4.29 .............. 59

Figura 4.32 – Ilustração do ensaio de flexão ........................................................................................................................... 60

Figura 4.33 – Equipamento de flexão ...................................................................................................................................... 60

Figura 4.34 – Ilustração dos gráficos de Força – Deslocamento para os ensaios de flexão ................................................... 62

Figura 4.35 – Ilustração dos gráficos de Força – Deslocamento para os ensaios de flexão ................................................... 62

Figura 4.36 – Ilustração do gráfico de Força – Deslocamento para o ensaio de flexão de cordões de soldadura .................. 62

Figura 4.37 – Ilustração com um gráfico de Força - Deslocamento comparativo de cada tipo de ensaio realizado ............... 63

Figura 4.38 – Gráfico comparativo das diversas propriedades mecânicas em relação ao material base, obtidas nos ensaios

realizados ................................................................................................................................................................................. 64

Figura 4.39 – Factor EGREF obtido para os ensaios realizados ............................................................................................. 64

Figura 4.40 – Factor EGREF para cada grupo de soldadura ................................................................................................... 65

Figura 4.41 – Comparação das curvas S-N para o material de base da liga de alumínio AA2024-T351, juntas soldadas sem

defeitos e com defeitos ............................................................................................................................................................ 68

Figura 4.42 – Gráfico de eficiência dos diversos tipos de soldadura para uma determinada tensão em comparação com o

MB ............................................................................................................................................................................................ 68

Figura 4.43 – Eficiência de cada tipo de cordão em vida infinita em comparação com o MB ................................................. 69

x

Figura 4.44 – Ilustração de provetes de fadiga de soldaduras sem defeito (tipo 0) e das superfícies de fractura .................. 69

Figura 4.45 – Ilustração de provetes de fadiga de soldaduras com defeito na raiz (tipo I) e das superfícies de fractura ....... 70

Figura 4.46 – Ilustração de provetes de fadiga de soldaduras com defeito na raiz (tipo II) e das superfícies de fractura ...... 70

Figura 4.47 – Ilustração de provetes de fadiga de soldaduras com defeito em volume (tipo III) e das superfícies de fractura.

................................................................................................................................................................................................. 71

Figura 4.48 – Fractografias de um provete de fadiga do MB ................................................................................................... 73

Figura 4.49 – Fractografias de um provete de fadiga de juntas soldadas sem defeitos .......................................................... 73

Figura 4.50 – Fractografias de um provete de fadiga de juntas soldadas com defeito na raiz (tipo I) ..................................... 74

Figura 4.51 – Fractografias de um provete de fadiga de juntas soldadas com defeito na raiz (tipo II) .................................... 74

Figura 4.52 – Fractografias de um provete de fadiga de juntas soldadas com defeito em volume (tipo III) ............................ 75

FiguraA.1 – Desenho técnico da base dual de 8mm .................................................................................................................. ii

Figura A.2 – Desenho técnico da base dual de 5mm ................................................................................................................. ii

Figura A.3 – Desenho técnico dos pinos M8 .............................................................................................................................. iii

Figura A.4 – Desenho técnico dos pinos dual M5 facetado e roscado ...................................................................................... iii

Figura A.5 – Desenho de conjunto da ferramenta Modular Dual ............................................................................................... iv

Figura A.6 – Desenho técnico da mesa de apoio construída para a realização dos ensaios de SFL ....................................... iv

Figura A.7 – Desenho técnico do equipamento construído para realizar ensaios de flexão ......................................................v

Lista de Tabelas

Tabela 4.1 – Composição química da liga AA2024-T351 ........................................................................................................ 31

Tabela 4.2 – Propriedades mecânicas, térmicas e eléctricas da liga AA2024 - T351 ............................................................. 32

Tabela 4.3 – Diversas combinações de pinos e bases, dando origem às sete ferramentas utilizadas, durante o processo .. 35

Tabela 4.4 – Tabela de resumo da nomenclatura de defeitos, e de como podem ser obtidos ................................................ 36

Tabela 4.5 – Resultados dos ensaios radiográficos realizados ............................................................................................... 42

Tabela 4.6 – Compilação dos resultados obtidos nos ensaios estáticos de tracção uniaxial .................................................. 54

Tabela 4.7 – Compilação das características das superfícies e classificação do tipo rotura obtidos ...................................... 56

Tabela 4.8 – Coeficientes de ponderação para cada uma das propriedades mecânicas compiladas no factor EGRET ........ 57

Tabela 4.9 – Compilação dos resultados obtidos nos ensaios de flexão ................................................................................. 61

Tabela 4.10 – Coeficientes de ponderação para cada uma das propriedades mecânicas compiladas no factor EGREF ...... 63

Tabela 4.11 – Resultados obtidos nos ensaios de fadiga do MB ............................................................................................ 66

Tabela 4.12 – Resultados obtidos nos ensaios de fadiga dos cordões de soldadura sem defeito (defeito tipo 0) .................. 66

Tabela 4.13 – Resultados obtidos nos ensaios de fadiga dos cordões de soldadura com defeito na raiz (defeito tipo I) ....... 67

Tabela 4.14 – Resultados obtidos nos ensaios de fadiga dos cordões de soldadura com defeito na raiz (defeito tipo II) ...... 67

Tabela 4.15 – Resultados obtidos nos ensaios de fadiga dos cordões de soldadura com defeito em volume (defeito tipo III)

................................................................................................................................................................................................. 67

Tabela 4.16 – Análise da localização e modo de propagação da fenda nos provetes soldados sem defeitos (tipo 0) ........... 71

Tabela 4.17 – Análise da localização e modo de propagação da fenda nos provetes soldados com defeito na raiz (tipo I) .. 72

Tabela 4.18 – Análise da localização e modo de propagação da fenda nos provetes soldados com defeito na raiz (tipo II) . 72

Tabela 4.19 – Análise da localização e modo de propagação da fenda nos provetes soldados com defeito em volume (tipo

III) ............................................................................................................................................................................................. 72

xi

Tabela B.6.1 – Tabela de parâmetros utilizados ........................................................................................................................ ix

Tabela B.6.2 – Composição e modo de aplicação do contrastante ........................................................................................... xi

xii

Lista de Símbolos

ASTM American Society for Testing and Materials

EGRET Eficiência Global da Resistência Mecânica das juntas soldadas sujeitas a esforços Estáticos de Tracção

ISO International Organization for Standardization

MB Material de Base

MEV Microscópio Electrónico de Varrimento

MIG Metal Inert Gas

SFL Soldadura por Fricção Linear

TIG Tungsten Inert Gas

TWI The Welding Institute

ZAC Zona Afectada pelo Calor

ZATM Zona Afectada Termo-mecanicamente

Variáveis

α Ângulo de ataque da ferramenta de SFL em relação às placas a soldar

σ Tensão verdadeira

ε Extensão verdadeira

σ0,2 Tensão limite de proporcionalidade a 0,2 %

σa Amplitude de tensão ou tensão alternada

σm Tensão média

σmáx Tensão máxima

σmin Tensão mínima

σrot Tensão de rotura

A Área

A0 Área inicial

E Módulo de Young

e Extensão nominal

F Força

l Deformação

l0 Comprimento inicial entre referências dos provetes de tracção

N Número de ciclos

Øbase Diâmetro da base da ferramenta de SFL

Øpino Diâmetro do pino da ferramenta de SFL

R Razão de tensões

S Tensão nominal

Ten Tenacidade

V Velocidade de avanço linear da ferramenta de SFL

xiii

Ω Velocidade de rotação da ferramenta

1

1 – Objectivos

Os principais objectivos a atingir com este trabalho são:

Obter informação sobre o processo e sobre resultados de outros autores com trabalhos semelhantes, de

modo a poder ser realizada uma comparação de resultados, e podendo também enquadrar o leitor sobre os

mais recentes avanços nesta área tecnológica;

Compreender e estabelecer uma relação de causalidade entre os parâmetros do processo e a qualidade

das juntas soldadas obtidas, nomeadamente no que diz respeito ao aparecimento de defeitos, sua

morfologia e localização;

Avaliar a influência dos diferentes tipos de defeitos no comportamento da resistência mecânica das juntas

soldadas, sob esforços estáticos de tracção uniaxial e flexão em três pontos, e também sob esforços de

fadiga, comparando resultados com o material base e juntas soldadas sem defeitos;

Desenvolver parâmetros de modo a conseguir obter os diversos tipos de juntas soldadas, sem defeitos e

com os três tipos de defeitos mais típicos da SFL, nomeadamente defeitos na raiz, do tipo camada de

óxidos e partículas de segunda fase, do tipo kissing bond, e finalmente defeitos em volume;

Caracterizar por técnicas não destrutivas os cordões realizados;

Caracterizar por técnicas destrutivas, como análise metalográfica e perfil de durezas típico, os cordões

realizados e o material base;

Realizar fractografia nas superfícies de fractura dos provetes de fadiga, analisando as diferentes zonas da

fractura;

Conceber e construir um dispositivo para realizar ensaios de flexão.

2

2 – Introdução

2.1 – Introdução aos Temas do Trabalho

O transporte aéreo atravessa um período de grande desenvolvimento e espera-se que se mantenha, ou mesmo que

aumente, a sua taxa de crescimento ao longo das próximas décadas. É conhecido que a soldadura permite reduzir até 30%

dos custos e até 10% do peso, para uma estrutura típica aeronáutica, pela substituição dos actuais sistemas mecânicos de

ligação (rebites, parafusos e colagem) por soldadura dos sub-componentes que compõem a estrutura de base de um avião.

Adicionalmente os sistemas de ligação mecânicos são difíceis de automatizar, necessitam de vedantes e têm problemas de

corrosão.

Paralelamente, o processo de Soldadura por Fricção Linear (SFL) é considerado o maior avanço tecnológico, na área

da ligação de materiais, ocorrido na última década do século XX. Este processo foi inventado e patenteado pelo The

Welding Institute (TWI) findava o ano de 1991, sendo criada a sua primeira aplicação industrial em 1995. Neste sentido, nos

últimos anos, muita da investigação realizada nesta área da soldadura tem compreendido o desenvolvimento no mercado

de aplicações deste processo, através do estudo de algumas das suas variáveis, nomeadamente através da concepção de

novas ferramentas de soldadura. Estes desenvolvimentos visam possibilitar a soldabilidade de uma maior diversidade de

materiais. Além destes avanços, outros campos de investigação no domínio da SFL estabelecem-se na utilização de

técnicas que visem o aumento da resistência e da qualidade das juntas produzidas. Assim, o potencial de utilização do

processo de SFL na estrutura dos aviões é extremamente elevado. No presente trabalho realiza-se a aplicação e

desenvolvimento do processo de SFL na ligação da liga de alumínio AA2024-T351, utilizada na indústria aeronáutica.

Esta imensa aplicabilidade da SFL torna indispensável a realização de investigação nas áreas da resistência

mecânica, a esforços estáticos e dinâmicos.

Outra vertente extremamente importante e ainda pouco estudada é a influência de defeitos típicos deste tipo de

processo, nas propriedades mecânicas de juntas soldadas. Num ambiente industrial, em que o parâmetro produtividade é

protagonista, é de vital importância saber se determinado defeito, quer pelo seu tipo, quer pela sua dimensão, vai prejudicar

ou não, e como, determinada junta soldada. Obviamente neste campo os ensaios não destrutivos são bastante importantes

permitindo detectar e qualificar quantitativamente o defeito. Assim será possível durante o processo produtivo avaliar a

qualidade da junta, identificando-a como conforme, não conforme ou defeituosa.

Existem vários tipos de defeitos directamente ligados com o controlo dos parâmetros do processo. Os defeitos

mais significativos são as falhas na raiz, nomeadamente nas formas de ligação fraca ou intermitente e kissing-bond.

Ocorrem também alinhamentos de partículas de segunda fase e óxidos superficiais, inclusões e canais vazios de material.

Este trabalho consistiu na análise e obtenção de parâmetros de soldadura para juntas topo-a-topo da liga de

alumínio AA2024-T351, de modo a soldar com qualidade este tipo de juntas. Posteriormente analisaram-se parâmetros de

soldadura de modo a obter soldaduras com os defeitos típicos de SFL supracitados.

Após a realização de todas as soldaduras realizaram-se ensaios não destrutivos, procedeu-se à caracterização

metalográfica e das propriedades mecânicas das soldaduras sem defeitos, defeituosas e do material base.

Por fim a análise da resistência à fadiga visa a comparação do comportamento dos cordões de soldadura sem

defeitos e defeituosos com o material de base no que se refere ao número de ciclos necessários à fractura. Pretende-se

também analisar a localização do início da fractura e a sua morfologia em cada uma das situações consideradas. Esta é

3

uma das partes mais importantes deste trabalho pois o ensaio de resistência à fadiga é o que melhor simula as condições

de trabalho a que determinada peça irá estar submetida quando em serviço, dando por isso um panorama geral da

qualidade das estruturas soldadas, relativamente ao material base.

2.2 – Estrutura da Tese

Neste subcapítulo descreve-se a distribuição das diversas matérias tratadas, pelos capítulos do relatório de tese.

O resultado da pesquisa bibliográfica, que se apresenta no capítulo 3, servirá de apoio e enquadramento, ao

trabalho descrito neste relatório. A pesquisa bibliográfica encontra-se dividida em 8 partes distintas: (1) Introdução, onde se

introduz e apresenta todos os assuntos que serão focados na pesquisa bibliográfica; (2) Alumínio e as suas ligas, que por

ser o principal campo de aplicação da SFL, se faz uma ligeira introdução às suas ligas e nomenclatura; (3) Ligas de

alumínio na aeronáutica, onde são citadas as principais necessidades desta industria, assim como o tipo de ligas mais

utilizados, fazendo uma descrição detalhada das ligas da série 2XXX; (4) Soldadura do alumínio, onde se enumeram

algumas das peculiaridades da soldadura deste metal, assim como as principais dificuldades deste processo, e resultados

obtidos com diversos métodos de soldadura; (5) Processo SFL, onde se faz uma introdução ao processo, descrevendo os

principais parâmetros, das aplicações industriais deste tipo de soldadura e finalmente das suas principais vantagens e

desvantagens; (6) Defeitos na SFL, onde se citam os principais defeitos que ocorrem neste processo; (7) Aqui é citada toda

a problemática do processo de fadiga, definindo-a, falando da mesma em ligas de alumínio, na liga AA2024, e em juntas

soldadas por fricção linear; (8) Na Conclusão, e em jeito de resumo, faz-se uma pequena ligação entre todos os

subcapítulos da introdução teórica e abre-se o caminho ao trabalho experimental que se inicia no capítulo seguinte.

Com o objectivo de apresentar e discutir resultados experimentais elaborou-se uma parte experimental, que é

descrita no capítulo 4. Este capítulo, que constitui parte principal desta dissertação é constituído por 5 partes: (1)

Introdução, onde se citam os principais aspectos que motivaram a escolha deste método experimental; (2) características

da liga ensaiada, onde se resumem as principais propriedades da liga que será utilizada no decorrer do trabalho

experimental; (3) Realização dos Ensaios de SFL, onde se toca nos principais pontos importantes para a realização dos

ensaios, como o equipamento utilizado, as ferramentas, o sistema de fixação das chapas e os diferentes parâmetros

utilizados na realização das soldaduras; (4) Ensaios de caracterização, que consistiram em caracterização visual,

caracterização por raios – X, análise metalúrgica, ensaios de dureza, ensaios de flexão e finalmente ensaios de fadiga e

análise das superfícies de fractura.

No capítulo 5, das conclusões, faz-se uma reunião dos dados mais importantes obtidos no decorrer desta tese

estabelecendo-se as conclusões finais e deixando-se sugestões para trabalhos futuros a desenvolver em continuidade do

presente trabalho, que devem abrir novas direcções de investigação.

4

3 – Estado da Arte dos Temas do Trabalho

3.1 – Introdução

Neste capítulo será apresentado o resultado de toda a pesquisa bibliográfica realizada, que terá como objectivo

enquadrar o leitor, nos temas tratados durante todo o decorrer da leitura deste relatório. Foram escolhidas algumas

matérias, ainda que algumas básicas, fundamentais no entender deste trabalho, e fundamentais num processo como o SFL.

Assim este capítulo centra-se no processo de ligação de ligas de alumínio, essencialmente a AA2024, com e sem

defeitos, e na análise do seu comportamento estático e à fadiga, considerando as características associadas ao material e

ao processamento do mesmo, do ponto de vista da liga de alumínio e da ligação soldada.

Este capítulo apresenta assim ao leitor uma introdução sobre as ligas de alumínio, nomenclatura, as suas

propriedades e tratamentos. É depois citado o importante papel destas ligas na indústria aeronáutica, passando-se

posteriormente a falar da soldadura deste tipo de ligas, particularizando-se, e levando a um maior detalhe a soldadura no

estado sólido com a introdução do processo de SFL. Nesta secção são aprofundados e apresentados os pontos mais

importantes deste processo, como os seus parâmetros, propriedades mecânicas e metalúrgicas, fazendo sempre que

possível uma comparação com os processos tradicionais de fusão.

Em seguida sintetizaram-se pormenores sobre os defeitos típicos da SFL, devido ao importante papel que os

mesmos vão ter no decorrer deste trabalho. É importante conhecer pormenores sobre estes defeitos, de modo que se possa

compreender melhor e tentar antever as consequências do seu aparecimento numa junta soldada. Devido a isso é-lhes

dedicado um subcapítulo nesta pesquisa bibliográfica.

Seguidamente aprofundam-se conhecimentos teóricos sobre a fadiga, como método de análise da resistência dos

materiais sob esforços mecânicos em regime dinâmico, particularizando para as ligas de alumínio, para a liga estudada

nesta tese e para juntas soldadas com SFL, comparando sempre que possível com outros métodos de soldadura.

É de salientar que foi feito sempre um esforço para se citar trabalhos de outros autores, tentando sempre que

possível, ilustrar com um ou mais estudos, o assunto tratado.

3.2 – O Alumínio e as Suas Ligas

3.2.1 – Enquadramento Histórico e Social

O alumínio é o terceiro elemento mais abundante na crosta terrestre, precedido apenas pelo oxigénio e pelo

silício, constituindo 7,3% da sua massa [1;2;3].

No entanto, não o encontramos na sua forma pura, tal como a larga maioria dos metais, mas sim combinado com

outros elementos como é o caso do ferro, do oxigénio e do silício. Foi apenas em 1808 que Sir Humphry Davy estabelece a

existência de alumínio e lhe dá o nome.

5

Figura 3.1 – Propriedades do alumínio [1]

Em 1821 P. Berthier descobre um material duro, avermelhado com aspecto de barro, contendo cerca de 52% de

óxido de alumínio perto da vila de Les Baux, no sul de França, dando-lhe o nome de Bauxite, o minério mais comum do qual

se passou a extrair o alumínio. Só cerca de duas décadas mais tarde se consegue obter o primeiro método viável de

extracção de alumínio (método de Wöhler). Finalmente só na última década do século XIX se consegue obter um processo

para produzir alumínio em larga escala comercialmente [2].

O alumínio é um metal macio, de baixo peso, normalmente com uma aparência castanha esbatida causada por

uma camada fina de oxidação que se forma rapidamente após o metal ser exposto ao ar. O óxido de alumínio tem um ponto

de fusão mais alto que o alumínio puro. O alumínio é não tóxico, não magnético e não combustível. Tem uma tensão de

cedência de 49MPa no estado puro e atinge os 400MPa determinadas ligas. Tem cerca de 1/3 da densidade do aço ou do

cobre, é maleável, dúctil e facilmente maquinável e vazado. Tem uma excelente resistência à corrosão e boa durabilidade,

devido à camada de óxidos que forma, e pode ser reciclado várias vezes sem deterioração das propriedades. O alumínio é

um dos poucos metais que retêm reflectância total, mesmo na forma de pó fino, o que lhe dá uma função importante em

pinturas metalizadas. A estrutura do alumínio é cúbica de faces centradas, daí a elevada ductilidade do metal puro [1].

O acabamento espelhado do alumínio tem a reflectividade mais elevada de qualquer metal no campo dos 200 –

400 nm (UV) e na dos 3000 – 10000nm (IV longínquo), enquanto na faixa dos 400 – 700 nm (visível) é ligeiramente

ultrapassado pela prata e na faixa dos 700 – 3000 nm (IV próximo) pela prata, ouro e cobre. É o segundo metal mais

maleável, a seguir ao ouro e o sexto mais dúctil. O alumínio é um bom condutor térmico e eléctrico. O alumínio é passível

de se tornar supercondutor, a uma temperatura crítica de 1.2Kelvin [1].

O alumínio só é produzido comercialmente acerca de 150 anos, sendo ainda um metal relativamente recente. A

humanidade usa o cobre, o chumbo e estanho há milhares de anos e ainda assim, hoje em dia, o alumínio é produzido, em

quantidades superiores a todas as ligas não ferrosas juntas.

A produção anual em 1900 era de cerca de oito mil toneladas, em 1946 era de 681 mil toneladas e em 1999 de 24

milhões de toneladas de alumínio primário, com uma produção secundária de 7 milhões de toneladas [2].

3.2.2 – Classificação das Ligas de Alumínio

As ligas de alumínio dividem-se em 2 grandes grupos que são, as ligas de alumínio para trabalho mecânico e as

ligas de alumínio para fundição. No âmbito deste trabalho serão citadas apenas as ligas de alumínio para trabalho mecânico

[3; 4; 5].

As ligas de alumínio para trabalho mecânico (por exemplo, chapa fina, chapa grossa, extrudido, varão e fio) são

classificadas de acordo com o elemento de liga em maior quantidade. É usada uma designação com quatro dígitos para

identificar as ligas de alumínio para trabalho mecânico. O primeiro dígito indica um grupo de ligas que possuem um ou mais

elementos de liga específicos e principais. Os dois últimos dígitos dizem respeito a modificações da liga original ou limites

de impurezas [3; 4; 5]. Na Figura 3.2 está representado um esquema com a nomenclatura das ligas e respectivos

tratamentos mecânicos e térmicos.

6

Figura 3.2 – Diagrama esquemático das ligas de alumínio e respectivo sistema de classificação

3.3 – Ligas de Alumínio na Aeronáutica

Na índustria aerónautica são procurados materiais que permitam produzir estruturas com baixa densidade, pois o

baixo peso do material é uma grande vantagem, visto que o consumo de combustível aumenta proporcionalmente com este,

com custos o mais baixo possivel e que sejam duráveis e tolerantes a danos a uma vasta gama de temperaturas, desde

temperaturas negativas até temperaturas na ordem das centenas de graus centigrados.

As ligas leves têm assim o caminho aberto para serem um dos principais elementos estruturais nesta índustria.

Dentro deste grupo o alumínio é vastamente usado devido à conjunção das suas boas propriedades mecânicas, aliado ao

baixo peso e à sua boa resistência à corrosão.

As ligas de alumínio começaram a ser usadas nesta industria desde a descoberta do fenómeno de endurecimento

por tratamento térmico, por parte de Alfred Wilm em Berlim, corria o ano de 1906. O seu trabalho levou ao desenvolvimento

do conhecido Duralumínio (Al-3,5Cu-0,5Mg-0,5Mn) que foi rapidamente adoptada na Alemanha para secções estruturais

dos dirigíveis Zeppelin e para o avião Junkers F13 que fez o seu primeiro vôo em 1919. Desde aí as ligas de alumínio para

trabalho mecânico têm sido os principais materiais para construção de aeronáutica, que por sua vez têm sido um importante

estímulo para o desenvolvimento de ligas [6].

O Duralumínio foi o precursor das ligas denominadas de série 2XXX, incluindo a liga 2014 e 2024 que são usadas

ainda hoje em dia. O outro grupo de ligas usadas na industria aeronáutica são as ligas da série 7XXX devido às suas

excelentes propriedadades mecânicas a par com as ligas da série 6XXX.

7

3.3.1 – Ligas da Série 2XXX

As ligas da série 2XXX na classificação da Aluminum Association, são as ligas de alumínio de desenvolvimento

mais antigo, sendo que o seu aparecimento data do início do século XX [6; 7].

Figura 3.3 – Diagrama de fases binário do alumínio - Cobre [7].

Este grupo de ligas Al-Cu pode ainda ser subdividido em dois grupos principais: as ligas Al-Cu com teores de

magnésio relativamente baixos, como a 2017 e outras como a 2025 e a 2219, e as ligas Al-Cu com teores de magnésio

relativamente altos (também denominadas Al-Cu-Mg), superiores a 1%, como a 2024 (1,5 % de magnésio) e a 2618 (1,6 %

de Mg). A principal diferença entre esses dois subgrupos é que nas ligas Al-Cu, mais antigas, só contribuem para o

endurecimento por precipitação as fases precursoras da fase θ (Al2Cu): θ '' e θ ', ao passo que nas ligas Al-Cu-Mg é

igualmente importante a contribuição da fase S', precursora da fase S (Al2CuMg). Se o teor de silício for relativamente alto,

também poderá ser encontrada nestas ligas a fase quaternária Q (Al4Cu2Mg8Si7) [3; 6; 7].

As ligas Al-Cu(-Mg) podem apresentar diferentes tipos de elementos de liga, adicionados com diversas

finalidades, os quais podem levar à formação de diversas fases diferentes. A liga 2024, por exemplo, possui manganês em

teores relativamente altos, que causa a formação da fase Al12(Fe,Mn)3Si, presente também em outras ligas, que sob a

forma de partículas dispersóides retardam os processos de recristalização e crescimento de grão. A liga 2011, por exemplo,

não apresenta magnésio e manganês em teores elevados, mas sim ferro e silício, havendo a formação da fase Al7CuFe2

insolúvel. Na Figura 3.4 mostra-se os constituintes e as partículas, constituidas essencialmente por Al7CuFe2, numa liga

2024 de baixa e alta pureza.

De um modo geral as ligas Al-Cu(-Mg) apresentam elevada resistência mecânica após tratamento térmico de

endurecimento por precipitação, no entanto, apesar dessa vantagem, apresentam algumas desvantagens quando

comparadas com outros tipos de ligas de alumínio, que vão desde a resistência à corrosão relativamente baixa e a

conformabilidade limitada (são pouco adequadas a processos com elevada deformação, como a extrusão, por exemplo). Os

valores mais elevados de dureza são obtidos para teores de cobre da ordem de 4 a 6%, dependendo da influência de outros

elementos de liga presentes.

8

Figura 3.4 – Micrografias dos constituintes numa liga de alumínio 2024 de alta pureza (H) e de baixa pureza (L) [8]

Como ligas que apresentam elevados teores de soluto, as ligas Al-Cu(-Mg) apresentam considerável

endurecimento quando mantidas por tempos relativamente longos à temperatura ambiente. É o chamado envelhecimento

natural, que recebe essa denominação para o distinguir do envelhecimento artificial obtido através de tratamento térmico em

fornos. Esse efeito ocorre devido à formação das chamadas zonas de Guinier - Preston (GP), em forma de discos formados

por um arranjo de átomos de cobre e alumínio nas regiões enriquecidas em cobre, e que já são responsáveis por um

razoável ganho de dureza no material mantido à temperatura ambiente. Esse tipo de pré-precipitado (zonas GP) também se

forma no início do envelhecimento artificial e essas zonas GP são consideradas precursores dos precipitados intermediários

metaestáveis θ '' e θ '. O precipitado θ '', que se forma após algumas horas de envelhecimento (3 ou 4 horas a 190 ºC,

quando as zonas GP desaparecem), é coerente com a matriz e possui formas de plaqueta, assim como o precipitado θ ',

que se forma algum tempo depois, mas coexiste com o precipitado θ '' durante um certo intervalo de tempo, o qual

corresponde à dureza mais elevada que pode ser obtida para as ligas Al-Cu(-Mg). A continuação do tratamento térmico de

envelhecimento leva à formação do precipitado de equilíbrio θ, cuja composição química corresponde exactamente à

estequiometria Al2Cu.

Este é o chamado precipitado de equilíbrio termodinâmico, uma vez que o prosseguimento do envelhecimento não

muda suas características, com excepção do tamanho dessas partículas, que tende a crescer. A formação desse

precipitado de equilíbrio também corresponde ao chamado sobreenvelhecimento da liga Al-Cu(-Mg), que é caracterizado

por uma acentuada queda de dureza, quando comparado com o intervalo de coexistência das fases θ '' e θ '.

9

Figura 3.5 – Zona do diagrama de fases binário Al-Cu, mostrando os limites de solubilidade metaestável para as zonas GP,θ’ e θ’’ [9]

'

A presença do magnésio acelera e intensifica o endurecimento durante o envelhecimento natural, o que é

atribuído ao resultado das complexas interações entre lacunas e dois tipos de átomos de solutos diferentes, com a

formação de pares de átomos de magnésio e cobre afectando o movimento das deslocações. Apesar de também serem

conhecidas há muito tempo e produzidas em larga escala os detalhes do processo de precipitação são menos conhecidos

no caso das ligas Al-Cu-Mg. Contudo, sabe-se que a fase intermediária endurecedora S' é coerente, ao contrário da fase de

equilíbrio S. Pequenas adições de magnésio já são suficientes para proporcionar um considerável endurecimento às ligas

Al-Cu [3; 6; 7; 8].

3.4 – Soldadura do Alumínio

A combinação única de baixo peso e propriedades mecânicas relativamente boas faz do alumínio o segundo metal

mais popular a ser soldado.

O alumínio possui determinadas propriedades que fazem com que a sua soldadura seja diferente da soldadura

dos aços, o metal mais soldado mundialmente. Estas são:

1. Uma camada superficial de óxido de Aluminio, denominado de Alumina (Al2O3).

2. Alta condutividade térmica.

3. Alto coeficiente de expansão térmica.

4. Baixa temperatura de fusão.

5. Alta afinidade com o oxigénio.

6. Ausência de mudança de cor à medida que a temperatura se aproxima da temperatura de fusão

O alumínio é um metal activo e reage com o oxigénio para produzir um filme duro e fino de alumina à superficie. A

temperatura de fusão da alumina é de aproximadamente 1926ºC, que é cerca 3 vezes maior que a temperatura de fusão do

alumínio puro, 660ºC. Este filme de óxido, particularmente à medida que se torna mais espesso, absorve humidade do ar

[9; 10; 11].

A humidade é uma fonte de hidrogénio, proveniente da àgua, sendo este o elemento causador de porosidade nas

soldadura de alumínio. O hidrogénio também pode ser proveniente de óleos, pintura, e sujidade na zona de soldadura. O

hidrogénio pode vir também de óxidos e materiais estranhos no eléctrodo, no metal de adição, ou no material base. Este

elemento entrará posteriormente no banho de fusão, pois é solúvel no alumínio fundido. À medida que o alumínio solidifica

vai perdendo a capacidade de dissolver hidrogénio e este vai sendo rejeitado da parte sólida. Com o arrefecimento rápido

10

da zona fundida da soldadura, o hidrogénio é retido e causa porosidade, diminuindo as propriedades mecânicas da

soldadura, assim como a sua ductilidade [10; 11].

O filme de óxido de alumínio tem de ser removido antes de se proceder à soldadura. Se não for removido,

pequenas partículas de alumina não fundida podem ficar presas no banho de fusão e causarão uma redução na ductilidade

e zonas não fundidas, o que poderá causar propagação de fendas e consequente fractura da zona soldada.

O alumínio tem também uma elevada condutividade térmica, e baixa temperatura de fusão. O alumínio conduz o

calor 3 a 5 vezes mais rápido que o aço dependendo do tipo de liga. Isto significa que tem de se fornecer muito mais calor

por unidade de tempo ao alumínio de modo a que este funda, apesar de a temperatura de fusão deste ser bastante inferior

à do aço. Devido a este facto (alta condutividade térmica) é muito comum usar-se um pré-aquecimento na soldadura de

secções mais espessas. Se a temperatura for muito alta ou o periodo de tempo muito grande, pode tornar-se prejudicial

para a o cordão de soldadura, para ambos os tipos de liga, quer tratadas térmicamente, quer endurecidas por trabalho

mecânico. O pré-aquecimento do alumínio não deve exceder os 204ºC, e os componentes devem ser mantidos a essa

temperatura, o tempo mínimo necessário.

Devido à elevada condutividade térmica deve ser utilizados na soldadura do aluminio, processos de velocidade

alta com uma entrega térmica elevada. Os processos TIG,MIG/MAG, soldadura laser e soldadura por feixe de electrões são

os únicos que preenchem estes requisitos [10;11].

O grau de degradação da ZAC é também uma das principais preocupações na soldadura por arco eléctrico neste

metal. Os processos de arco eléctrico convencional (TIG e MIG/MAG) involvem a aplicação de intensidades na ordem dos

103/104 W/cm2 e por vezes têm ainda velocidades de soldadura baixas (< 15 mm/s), o que leva a um excesso de calor

fornecido ao material base [9].

Figura 3.6 – Comparação do calor fornecido com soldadura SFL e MIG de modo a se obter penetração total numa chapa de 4 mm de

uma liga de alumínio – magnésio[9]

Um maior fornecimento de calor ao banho de fusão resulta numa microestrutura grosseira da zona de fusão

(caracterizada por uma larga estrutura dendrítica).

O alto gradiente térmico no material base da soldadura por laser e por feixe de electrões cria modificações

metalúrgicas limitadas tornando assim mais reduzida a susceptibilidade à fissuração. Também devido ao baixo fornecimento

de calor, a ZAC produzida por estes processos é bastante estreita, como se pode observar na Figura 3.7, o que limita os

problemas já citados.

11

Figura 3.7 – Secção transversal de uma liga 6056-T4 soldada por feixe laser [9]

Contudo devido à elevada temperatura que se obtem no banho de fusão, existe perda de elementos originários do

material base, por exemplo, a vaporização do magnésio, o que leva a um empobrecimento em elementos de liga estruturais

da zona fundida, tendo como efeito uma degradação das propriedades mecânicas da soldadura. As mudanças que ocorrem

na zona soldada, como a segregação de elementos e a consequente formação de partículas grosseiras que não contribuem

para a melhoria das propriedades mecânicas leva a que noutras zonas haja deplecção de elementos que formam soluções

sólidas, não havendo posteriormente a formação de precipitados [9].

Figura 3.8 – Perfil de microdurezas de uma liga de alumínio 6056 - T4 soldada por diferentes processos [9]

A perda de precipitados, nas ligas de alumínio para trabalho mecânico tratadas termicamente, com papel

preponderante no material, degrada de sobremaneira as propriedades mecânicas da soldadura. Esta perda de elementos,

assim como a segregação dos mesmos durante a solidificação faz com que um tratamento térmico pós-soldadura não

consiga restabelecer as propriedades perdidas, comparativamente com o material base [9].

Finalmente apesar da elevada condutividade do alumínio ser uma das suas características menos boas no que à

soldadura diz respeito, esta pode ser benéfica, pois o calor é rapidamente conduzido para fora do cordão havendo assim

uma rápida solidificação do mesmo. Este fenómeno aliado a elevada tensão superficial permite soldar em todas as posições

[10; 11].

12

3.5 – Processo de Soldadura por Fricção Linear

3.5.1 – Fundamentos do Processo

O processo de soldadura por fricção linear foi inventado e patenteado pelo TWI, em Cambridge, no ano de 1991 e

representa, provavelmente, o maior avanço da década de 90, no âmbito dos processos de ligação por soldadura.

Consistente com os métodos de soldadura por fricção convencionais, praticados desde a década de 50, a soldadura é feita

no estado sólido, não havendo assim fusão, nem material de adição, tornando este processo autogéneo. Desde a sua

invenção, o processo recebeu bastante destaque e no presente diversas empresas mundiais usam esta tecnologia em

produção industrial, particularmente para unir ligas de alumínio [12; 13].

Figura 3.9 – Navio militar que contem mais de 32 km de cordões de SFL.

Realizado por Friction Stir Link e Marinette Marine [14]

Em Portugal, os primeiros estudos sobre este processo de soldadura iniciaram-se em 1998 no IST, e nos

Estaleiros Navais do Mondego decorreu a sua primeira aplicação em 2004 na construção de navios catamarã [13].

Na SFL uma ferramenta constituída por um pino localizado no centro de uma base, sendo o diâmetro desta

superior ao do pino é animada por um movimento de rotação e lentamente mergulhada na junta definida pelas peças a ligar

que estão juntas e pressionadas uma contra a outra. As peças têm de estar presas numa base de modo a que seja

impedido o movimento destas durante a soldadura.

Devido à fricção entra a ferramenta em rotação e o material e principalmente pela deformação plástica dos

materiais imposto pelo pino em rotação no seu interior (dissipação viscosa devido ao atrito interno) gera-se calor.

Figura 3.10 – Representação esquemática da operação de SFL

13

O transporte do material por fluxo viscoplástico é imposto pela base e pelo perfil especial do pino que forja e

extrude o material em seu redor, direccionando-o para a parte de trás, enchendo o volume deixado aberto pela sua

passagem e resultando no cordão de soldadura. Este processo, de carácter essencialmente estacionário, decorre sob uma

força vertical de forjamento aplicada pela base da ferramenta. Esta força vertical de forjagem deverá manter-se constante

durante todo o processo.

Figura 3.11 – Representação esquemática e aproximada da terminologia da SFL

3.5.2 – Parâmetros do Processo

Nos primórdios do seu desenvolvimento a SFL era realizada em máquinas que não tinham sido concebidas de raiz

para serem utilizadas em SFL, devido essencialmente ao facto de não haver máquinas específicas para esta operação,

sendo ainda muita investigação nesta área feita neste tipo de máquinas. O nível de instrumentação disponível para avaliar o

processo era muitas vezes mínimo, levando a alguma especulação quanto aos efeitos quantitativos das variáveis do

processo e à geometria da ferramenta. Normalmente estas variações estão relacionadas com a qualidade e propriedades

da soldadura e a capacidade de fazer as mesmas com uma maior velocidade [9].

À medida que aumenta a sofisticação nos equipamentos de SFL, como é exemplo a máquina apresentada na

Figura 3.12, aumenta também a capacidade de quantificar os efeitos das variáveis do processo.

Figura 3.12 – Exemplo de uma máquina específica de SFL pela ESAB [15]

14

3.5.2.1 – Velocidade de Rotação e Velocidade de Avanço

Para uma dada geometria de ferramenta e material, a temperatura da soldadura é governada pela velocidade de

rotação da ferramenta Ω, e pela velocidade de avanço V, da mesma em relação à chapa a soldar. A velocidade de rotação

do pino inicia-se antes da identação do pino e só termina após total extracção do pino e é definida pelo número de rotações

que a ferramenta dá sobre o seu eixo por unidade de tempo, tipicamente em número de rotações por minuto (RPM). A

velocidade de avanço define a distância percorrida pela ferramenta por unidade de tempo (mm/min). Estas duas variáveis

podem ser alteradas de modo a criar soldaduras com mais ou menos fornecimento de energia [4; 9].

A potência, P, entregue à soldadura pode ser calculada pela Equação 3.1, onde T é o binário aplicado (N.m) e Ω é

a velocidade de rotação (RPM), e F é a força aplicada (N).

Equação 3.1

A energia introduzida na soldadura pode ser calculada pela Equação 3.2, onde η é a eficiência do processo que

tem em conta as perdas de energia por condução pelas chapas e componentes de fixação da máquina ou por convexão e

radiação pela superfície da placa a soldar e o ar.

Equação 3.2

Da Equação 3.2 podemos retirar uma relação muito importante na SFL que é o factor Ω / V, que define as

condições dinâmicas que dominam o fluxo plástico do material em redor do pino e a geração de calor resultante do

processo. Assim, resulta uma das formas mais comuns de classificação da SFL, em soldadura quente, soldadura em

condição intermédia e soldadura fria. Na Figura 3.13 podemos ver a quantidade de calor gerado pelo pino e pela base da

ferramenta, com a variação da velocidade de avanço [4].

Figura 3.13 – Geração de calor do pino e da base da ferramenta de SFL [9]

Cada uma destas categorias detém um determinado tipo característico de geração térmica, fluxo plástico e

consequente estrutura metalúrgica associada. A estrutura metalúrgica resultante só vai ser analisada em detalhe mais

adiante, no entanto, pode-se desde já estabelecer que tipicamente à “SFL Quente”, correspondem elevados valores para a

velocidade de rotação, e baixos valores de velocidade linear, originando grandes zonas afectadas pelo calor (ZAC) e zonas

afectadas termo-mecanicamente (ZATM) mais pequenas. À “SFL Fria”, correspondem baixos valores para a velocidade de

15

rotação, e elevados valores de velocidade linear, originando zonas afectadas pelo calor mais pequenas e zonas afectadas

termo-mecanicamente mais extensas. O nugget é também influenciado por este factor, tendo bastante importância na

microestrutura do mesmo. Mostrou-se que reduzindo o avanço da ferramenta por cada rotação da mesma, o espaçamento

entre as bandas dentro do nugget diminui. Um espaçamento entre as bandas resulta numa estrutura mais homogénea do

nugget, mas que por sua vez tem alguns pontos menos bons que foram já citados em cima [4; 9].

Mostrou-se ainda também que mantendo o factor Ω / V constante, mas aumentando a velocidade da ferramenta,

as bandas desaparecem, como se pode ver na Figura 3.14 em que se mostra a microestrutura do nugget de duas placas de

AA2024-T3 soldadas por SFL.

Figura 3.14 – Variação da estrutura do nugget com a variação do factor Ω / v

Bastante pesquisa tem sido ainda feita sobre estes parâmetros na tentativa de tentar perceber o efeito dos

mesmos nas SFL. K. Elangovan et al. [18], tentaram perceber os efeitos da velocidade de rotação na SFL, e soldaram

chapas de liga de alumínio AA2219 com diferentes tipos de pinos, e a uma velocidade de avanço de 45,6mm/s a 1500,

1600 e 1700rpm e verificaram que as soldaduras efectuadas a 1600rpm mostravam sempre melhores propriedades

mecânicas, independentemente do tipo de pino.

M. Ericsson et al. [19], estudaram o comportamento mecânico e à fadiga da liga de alumínio AA6082 com

diferentes velocidades de avanço e mostraram que estes são relativamente independentes da velocidade de avanço no

campo das típicas alta e baixa velocidade de avanço para esta liga, o que traz grandes consequências práticas, pois mostra

que maiores velocidades, sempre bem vindas na indústria, pois aumentam a produtividade, podem ser utilizadas sem

comprometer as propriedades da soldadura.

P. Cavaliere et al. [20], estudaram o comportamento de da liga de alumínio AA6056 ligada por SFL usando três

diferentes rotações (500, 800 e 1000rpm) e três diferentes velocidades de avanço (40, 56 e 80mm/min). Os testes

mecânicos estáticos realizados à temperatura ambiente mostram que a ductilidade do material atinge os maiores valores

para 40 e 56mm/min com a menor velocidade de rotação, e diminuindo drasticamente à medida que aumentam a

velocidade de rotação e de avanço. Os maiores valores de tensão máxima foram obtidos nos casos em que foram utilizados

maiores valores de velocidade de avanço e de rotação.

3.5.2.2 – Força Vertical de Forjamento

A força vertical de forjamento é um dos parâmetros mais importantes a considerar na SFL já que esta tem de ser

suficiente para se obter uma consolidação total da soldadura. Sem um controlo activo de carga, uma dada carga pode variar

ao logo do comprimento da SFL devido a variações na superfície da soldadura. Isto pode levar a perda de qualidade da

junta e na textura da superfície. Uma perda de força durante a SFL pode levar à instabilidade da ferramenta por oscilação

da mesma. As forças transversas podem tornar-se muito altas devido ao contacto insuficiente entre a base da ferramenta e

a superfície, o que pode originar um movimento errático ou desvio da ferramenta do percurso definido [9].

16

A SFL requer assim uma máquina rígida com um controle preciso de posição e o uso de um controle de carga

activo, em especial para caminhos curvilíneos.

A força na ferramenta na direcção de soldadura (eixo dos xx) é outra variável crítica. Se esta força se tornar muito

elevada, a ferramenta pode partir devido à flexão e forças de torção.

K. Kumar et al. [21; 22], estudaram entre outras coisas, o efeito da carga axial nas propriedades mecânicas de

juntas soldadas por SFL. Foram feitas com diferentes cargas axiais, de 4.0,4.6, 5.3, 6.0, 6.7, 7.4, 8.1, e 8.8kN, como se

mostra na Figura 3.15. Á medida que se aumenta a carga os defeitos da mesma vão desaparecendo. Provou-se que a

carga óptima neste estudo foi de 8.1kN, onde a soldadura é livre de defeitos.

Figura 3.15 – Efeito do aumento de carga axial em SFL de uma liga 7020-T6 [21]

3.5.2.3 – Ângulo de Ataque

Ângulo α, permite admitir o material para o cordão de soldadura e um aumento gradual da pressão aplicada pela

base, na superfície superior das peças a soldar, e assim garantir o correcto fecho e bom aspecto visual da superfície

superior do cordão [4].

3.5.2.4 – Geometria da Ferramenta

A geometria da ferramenta é um dos parâmetros mais importantes da SFL, sendo que a sua geometria influencia

directamente o fluxo de material e assegura a necessária pressão no interior do cordão. Tendo em vista o melhoramento

dos cordões por SFL, do estudo e investigação sobre a ferramenta tem surgido ao longo dos tempos uma grande variedade

de bases e pino, os principais constituintes da ferramenta de SFL [4].

Comecemos por falar da base da ferramenta cuja principal função é conter o fluxo de material que é extrudido e

forjado pelo pino, impedindo que este suba e se liberte. Este material encontra esta barreira física e sofre um refluxo.

Esta zona pode possuir diversas configurações, como se observa na Figura 3.16:

Plana ou Côncava – As bases côncavas têm a vantagem de dirigir melhor o material que escoa na base

da ferramenta para o centro, na direcção do pino, diminuindo o material que escapa e a formação de

rebarba;

Lisa ou Estriada – As bases lisas precisa de um ângulo de ataque para gerarem as condições

adequadas ao fluxo de material. Já as bases estriadas não necessitam deste ângulo permitindo soldar

perpendicularmente à chapa, pois o efeito das estrias é suficiente para dirigir o material providenciando

uma correcta extrusão e forjagem do material;

Estrias em Espiral ou Concêntricas – As estrias em espiral, em relação às concêntricas, têm um melhor

efeito de direccionamento do material para o centro da base;

17

Com ou Sem Navalhas na periferia – No caso de ter navalhas o cordão sai isento de rebarba pois esta é

cortada pelo movimento de rotação das navalhas.

Figura 3.16 – Diferentes tipos de bases de ferramentas de SFL. Legenda: a) Base com estrias em espiral; b) Tipos diferentes de estrias

em espiral; c) Estrias concêntricas; d) Base plana e base côncava; e) Base com navalhas na periferia

Em relação à geometria do pino esta tem uma influência grande na mistura do material, pois regula o fluxo em

torno do pino. No plano longitudinal o fluxo de material é aumentado pela geometria do pino e ajuda a acentuar a diferença

entre o volume dinâmico (volume varrido pelo pino numa rotação de 360º) e o estático à medida que este avança na

soldadura.

Figura 3.17 – Diferentes pinos para a ferramenta de SFL. Legenda: a)Cónico estriado roscado; b)Trifacetado roscado; c) Cilíndrico

roscado; d) Cónico liso; e)Cónico roscado f) Cónico estriado invertido

Quanto maior é esta diferença, mais material pode ser transportado. É portanto importante desenhar pinos com

um quociente elevado entre estes volumes [4; 9].

Podemos ter assim vários tipos de pinos, que podem ser vistos na Figura. 3.17:

Cilíndrico ou Cónico – Quando o pino é cónico aumenta o efeito de forjagem por parte do pino,

melhorando a resistência da junta e diminuindo a susceptibilidade de existência de lacunas de material,

resultantes de pontos de baixa pressão, na zona do nugget;

Liso ou Roscado – O efeito de rosca permite aumentar o transporte de material na vertical, aumentando

a capacidade de extrusão de material por parte do pino;

Rosca de Passo Constante ou Decrescente – A passagem de uma rosca de passo uniforme para uma

rosca de passo decrescente, no sentido da base para a extremidade do pino, permite aumentar ainda

mais o efeito de forjamento do material;

Axissimétrico ou Facetado – O facetamento permite reduzir a força linear de avanço da ferramenta, pois

diminui a relação entre o volume estático e dinâmico. Introduz também uma característica não

estacionária no fluxo de material, implicando assim um fenómeno de mistura adicional do material, que

resulta numa maior dispersão de óxidos superficiais;

18

Facetamento com faces Direitas ou Abertura de Canais em Espiral – A abertura de canais em espiral

tem a mesma função do facetamento a direito, mas permite induzir um efeito adicional de forjagem, do

material contra a placa de suporte;

Extremidade Plana ou Convexa – O material que passa por baixo do pino sofre um forjamento com o

objectivo de garantir o fecho da junta. Este forjamento é normalmente mais eficaz no caso convexo, mas

obtêm-se também bons resultados com extremidades planas.

Existem alguns estudos realizados acerca do efeito da geometria da ferramenta nas propriedades da soldadura. A.

Scialpi et al. [23], estudaram o efeito de 3 diferentes bases todas boleadas na aresta (com estrias, côncava, e lisa), numa

liga AA6082-T6 soldada por SFL.

Não se verificaram grandes diferenças nas propriedades mecânicas das SFL realizadas por cada uma das

ferramentas. Nos ensaios mecânicos obtiveram-se tensões de cedência de 193,181,194 e 283MPa, e tensões máximas de

281,270,256 e 324MPa, para a ferramenta TE, Tc, TL e MB. Já no alongamento os resultados são mais distanciados

obtendo-se 17.5, 20.1,7.9 e 12.2% de alongamento à fractura.

K. Elangovan et al. [24], tentaram perceber a influência do pino na SFL de uma liga AA2219. Usaram pinos

cilíndrico, cilíndrico roscado, cónico liso, quadrado e triangular. Chegou-se à conclusão que as juntas que usavam o pino

quadrado eram as que exibiam as melhores propriedades, comparativamente com as feitas com os outros pinos. Esta

ferramenta a par com a triangular tem uma relação Volume dinâmico/Volume estático, elevada e transportam assim mais

material. Temos ainda o facto de este tipo de ferramentas introduzirem um efeito de mistura pulsado devido as faces planas

que possuem, efeito este que não existe no caso das ferramentas cilíndricas ou cónicas. Pinos com uma elevada relação de

volumes dinâmico e estático e com uma mistura caótica pulsada, exibem melhores características.

3.5.3 – Caracterização Metalográfica das Juntas

A microestrutura das juntas soldadas por SFL tem sido alvo de diversos estudos. A microestrutura da zona

soldada determina as propriedades mecânicas da mesma. É por isso importante que os detalhes da microestrutura estejam

bem definidos.

A microestrutura das juntas de SFL pode ser separada em 4 regiões distintas que são, como pode ser visto na

figura 3.18:

Nugget

Zona Afectada Termo-mecanicamente (ZATM)

Zona Afectada pelo Calor (ZAC)

Material base (MB)

A ZATM é a região fronteiriça externa do nugget, onde o material sofreu uma deformação por parte da ferramenta

de SFL. As tensões induzidas ao material podem levar à recristalização e consequente formação de áreas recristalizadas

dentro da ZATM. Em classificações anteriores esta subzona era tratada como uma região distinta. Contudo trabalhos

realizados mais tarde mostraram ligas de alumínio deformadas a alta temperatura sem recristalização. Esta zona, é

característica das ligas de alumínio, pois existem outros materiais que apresentam uma ZATM, totalmente recristalizada,

sem a distinção entre esta zona e o nugget [4; 9].

19

A zona recristalizada dentro da ZATM no alumínio é tradicionalmente tratada por nugget. Esta zona é

caracterizada por possuir grãos recristalizados e equiaxiais.

Figura 3.18 – Representação esquemática e fotografia da secção de um cordão de SFL com as várias zonas que o constituem o cordão

de soldadura [4]

A forma do nugget varia, mas a sua largura é normalmente um pouco maior do que a largura do pino. Na Figura

3.14 podemos ver no centro do nugget anéis concêntricos, normalmente chamados de onion rings. Nesta zona os efeitos

térmicos e mecânicos foram suficientes para provocar a recristalização dinâmica do material, resultando numa

microestrutura muito fina e equiaxial. Na cauda do nugget, o tamanho do grão é provavelmente mais grosseiro, no entanto

mais fino do que o grão do material de base. Esta microestrutura pode chegar a ser encontrada imediatamente por baixo da

base da ferramenta. A dureza é geralmente superior à da zona afectada ZATM, mas tipicamente inferior à do material de

base nos casos em que este foi totalmente endurecido por envelhecimento. Os anéis concêntricos que as macrografias

exibem para o nugget, quando ampliadas, não apresentam significativas diferenças em termos de microestrutura. Esta zona

é característica da SFL de ligas de alumínio.

A zona de contacto entre a chapa e a ferramenta também recristaliza e é mais larga que o diâmetro da base da

ferramenta e é limitado a uma fina camada abaixo.

Se nos movermos para fora da ZATM encontramos a ZAC. A ZAC estende-se aproximadamente desde o centro

da soldadura até ao raio da base, para cada lado. A ZAC na SFL é similar á ZAC da soldadura por processos de fusão e é

caracterizada, por não haver fluxo de material e estar a uma temperatura relativamente baixa quando comparada com o

nugget durante a soldadura. Dependendo do material base, do seu tratamento inicial e da proximidade à linha central, pode

ocorrer coalescência de precipitados, dissolução de precipitados, recuperação ou crescimento de grão, na ZAC. Se a liga a

soldar for uma liga de endurecimento por tratamento térmico, como as ligas da série 2XXX, 6XXX e 7XXX, pode ocorrer o

sobreenvelhecimento levando a uma degradação das propriedades mecânicas devido à perda de coerência nos

precipitados de endurecimento [4; 9; 25; 26].

Por fim o MB é a zona que contem o material que não foi afectado durante a soldadura devido à distância ao

centro do cordão. Esta zona pode até ter sofrido algum ciclo térmico durante o processo, mas este não foi o suficiente para

afectar a microestrutura ou as propriedades mecânicas da mesma.

Yingchun Chen et al. [25], investigaram os efeitos da condição do material base nas características da SFL. Os

resultados experimentais indicaram que a condição do material base tem um efeito significativo na morfologia da soldadura,

defeitos e propriedades mecânicas. Na liga AA2219-O não existe uma fronteira clara entre o nugget e a ZATM, e os defeitos

têm tendência a formarem-se na metade inferior da soldadura. Na liga AA2219-T6 há uma interface visível entre o nugget e

a ZATM, e o nugget possui uma morfologia com “onion rings”. Os defeitos têm tendência a formarem-se na metade superior

da soldadura. Quanto às propriedades mecânicas, em ensaios de tracção obtiveram-se uma eficiência das ligas soldadas

em relação ao material base de 100% quando a liga se encontrava no estado “O” e de 82% quando a mesma se encontrava

no estado “T6”. Por fim em relação às zonas de fractura, quando a velocidade de avanço está abaixo dos 400mm/min, a liga

no estado “O” tem tendência a fracturar no MB enquanto no estado “T6” tem tendência a fracturar na ZAC do lado em

20

retrocesso. No caso da velocidade ser maior que a citada os dois tipos de ligas fracturavam na ZAC do lado em avanço.

Prova-se assim que a morfologia da liga tem propriedades importantes na morfologia e propriedades mecânicas da

soldadura.

Figura 3.19 – Secções transversais de SFL. a) AA2219-O soldada a 200mm/min; b) AA2219-T6 soldada a 200mm/min; c) AA2219-O

soldada a 500mm/min; d) AA2219-T6 soldada a 300mm/min [25]

3.5.4 – Aplicações Industriais da SFL

A indústria aeronáutica e aeroespacial pede cada vez mais no quotidiano, programas com vista à redução drástica

de custos em aeronaves já existentes e novos conceitos usando materiais avançados para a construção das aeronaves nas

próximas décadas. Um dos aspectos da redução de custos é a substituição de conjuntos por estruturas integrais que são

unidas, evitando rebites, parafusos e diminuindo uma grande quantidade de operações necessárias, como se mostra na

Figura 3.20.

A SFL consegue oferecer vantagens de redução de peso e custo de produção ao permitir unir componentes ao

invés de os maquinar de uma estrutura sólida de maiores dimensões permitindo assim a poupança e evitando desperdício

de material. Esta redução de custo provem do facto de que muito do material que é usado na indústria aeronáutica, entre

outras, como chapas e perfis extrudidos, terem um aumento de preço proporcional à largura de secção do perfil ou chapa,

ficando assim mais económico obter peças com baixa largura e uni-las posteriormente.

Figura 3.20 – Exemplo de uniões em SFL em estruturas aeronáuticas

A SFL oferece ainda a possibilidade de reparar fendas em estruturas da fuselagem, em vez do método típico de usar

placas com o objectivo de parar a propagação da fenda. Esta operação pode levar a diminuição da inspecção em 3.5 vezes.

Na Figura 3.21 pode-se observar a fuselagem de um avião eclipse 500 que foi unida por SFL substituindo os tradicionais

rebites [27].

21

Figura 3.21 – Parte da fuselagem de um avião Eclipse 500 unida por SFL [27]

3.5.5 – Vantagens e Desvantagens do Processo de SFL

As vantagens deste processo resultam essencialmente do facto da soldadura ocorrer no estado sólido. O

processo é de certo modo simples e pode ser facilmente automatizado. A SFL fornece importantes vantagens metalúrgicas

comparada com as soldaduras por fusão em ligas de alumínio. A variação de volume do material é muito mais pequena do

que se houvesse mudança de fase e a composição da liga mantém-se inalterável, pois não há perda de elementos de liga

através de evaporação de constituintes.

O Processo de SFL pode também soldar ligas de alumínio dissimilares, onde a soldadura por fusão, poderia

resultar na formação de compostos intermetálicos indesejados no banho de fusão, devido a combinação de diferentes

elementos ou a formação da estequeometria certa, só possível devido a fusão e consequente mistura de ligas com

composições distintas.

Á medida que o calor é entregue ao material, não só pela base da ferramenta, mas também pelo pino, é possível

soldar secções bastante espessas de material em todas as posições.

O processo pode ser completamente automatizado e consequentemente a operação de soldadura e a energia

fornecida não são afectadas por erro humano. Por fim o processo é limpo, sem a emissão de fumos ou radiação e não

necessita de cuidados de maior, a não ser os intrínsecos no manuseamento de material electromecânico [4].

Como todos os processos de soldadura, a SFL possui também algumas desvantagens que merecem ser citadas.

Umas delas é a velocidade de avanço quando comparada com determinadas técnicas de soldadura. É relativamente lenta

comparada, por exemplo, com a técnica de soldadura por laser, mas é extremamente rápida quando comparada com a

soldadura em juntas espessas, onde são necessários vários passes.

A necessidade de segurar as chapas a soldar é outra limitação do processo. As chapas têm de estar fixas a uma

base posterior de modo a segurar o fluxo viscoplástico de material com parafusos ou outra espécie de fixadores. Este tipo

de sistema infelizmente não pode ser automatizado e é sempre necessário a intervenção de um operador para soltar e

apertar as chapas, o que só por si leva tempo e se mostra uma desvantagem na implementação da SFL na indústria pois

diminui a produtividade do processo. Uma recente aplicação na soldadura de chapas finas consiste em usar uma mesa

operada por vácuo [29], com o intuito de prender as chapas a base da mesma, o que torna a operação de prender e soltar

as chapas mais rápida, mas não dispensa a presença de um operário para controlar e verificar as operações.

Outra desvantagem da SFL é a indentação deixada pelo pino no final de cada soldadura. Este furo na maioria dos

casos não é desejado como parte específica da soldadura e tem de ser retirado levando ao desperdício de algum material.

Por fim tem a desvantagem de ter de se fazer um investimento inicial elevado, não sendo o método mais

economicamente viável para produtividades baixas.

22

3.6 – Defeitos na Soldadura por Fricção Linear

Uma boa escolha de parâmetros, no caso da SFL, permitirá obter um cordão isento de defeitos, o que resultará

numa soldadura de melhor qualidade e com melhores propriedades mecânicas, que em geral é o que se pretende. No

entanto variações involuntárias ou voluntárias das condições de soldadura poderão levar a que haja a formação de defeitos

nestas mesmas juntas de SFL, defeitos estes que dependem do tipo de variação imposta ao processo. Estas variações

podem ser de diversos tipos:

Alterações dos parâmetros de soldadura

Alterações estruturais pontuais no material base

Preparação da junta a ligar pouco cuidada

Contaminação típica da superfície do MB e má remoção dos contaminantes (óxidos, tintas, etc.)

Alves R. e Marques J. [28], realizaram um levantamento dos defeitos típicos da SFL em diversos tipos de juntas,

caracterizando a morfologia dos defeitos assim como os seus mecanismos de aparecimento, efeito dos mesmos nas juntas

e aplicabilidade das técnicas de CND. Na Figura 3.22 observa-se os principais defeitos típicos de juntas topo-a-topo.

Figura 3.22 – Tipos de defeitos passíveis de surgirem numa SFL topo-a-topo

Muitos destes defeitos não podem ser evitados, ou não se tentam evitar, pois ou são uma característica intrínseca

ao processo, ou caso se tentassem evitar seria em sacrifício de propriedades (mecânicas) muito mais importantes da SFL.

Falamos neste caso das estrias, marca de saída da ferramenta ou mesmo o abatimento superficial do cordão. Estes

defeitos podem ser identificáveis a olho nu e medidos por técnicas de caracterização geométrica. Existem ainda defeitos

23

que são produzidos propositadamente em condições laboratoriais, apenas de estudo, que não se revelam em produção

industrial, Figura. 3.23 a). Restam assim quatro defeitos, observáveis na Figura 3.23 b), que são:

Falta de penetração

Falha na raiz

Vazios no lado em avanço

Óxidos e partículas de 2ª fase na superfície

Figura 3.23 – Defeitos da SFL em condições nominais do processo: a) Janela de parâmetros para determinados MB, Fz, espessura e

geometria da ferramenta; b) Defeitos alvo da inspecção por CND e respectiva localização na zona soldada

No âmbito deste trabalho não será estudado o último defeito citado (óxidos e partículas de 2ª fase na superfície),

pelo que se irá apenas entrar em mais detalhes sobre os restantes.

3.6.1 – Falhas na Raiz do Tipo Kissing Bond

Este defeito caracteriza-se por uma separação física das duas peças a unir. O nugget não está suficientemente

desenvolvido e o material não foi devidamente processado e não se encontra ligado, estando apenas fortemente unido. O

kissing bond apresenta uma configuração que evolui da superfície inferior em direcção ao nugget, e apresenta de inicio um

desvio no sentido do lado em avanço e invertendo esse desvio posteriormente para o lado em retrocesso. Esta

característica é resultado da deformação plástica que se dá sobre a base do pino. Este defeito desaparece à medida que se

vai aproximando o nugget e tem um comprimento semelhante à distância a que o pino passou da zona inferior das peças a

soldar. O comprimento deste defeito varia com as condições de soldadura sendo praticamente inexistente nos ensaios com

pino cónico roscado e no ensaio de SFL quente. É por outro lado muito evidente nos ensaios com pino cónico liso, SFL com

rotação Pull-Up e na SFL das ligas mais duras [13; 28].

Este defeito tem tendência a ocorrer quando a penetração é insuficiente. É também possível de acontecer se o

fluxo de calor for insuficiente. Se o comprimento do pino for mal escolhido, e este for curto para a espessura a soldar, a

zona da raiz vai ter uma ligação fraca, sem destruir a camada superficial de óxidos pelo efeito de mistura caótica típico do

SFL. É possível evitar este defeito através da realização da SFL sob controlo da carga vertical de forjamento já que nessas

condições a distância a que o pino passa da superfície inferior das placas a soldar, pode ser menor, pois não há o risco de

24

danificar o pino por contacto com a placa de suporte, porque nesse caso, a força vertical iria sofre uma variação (aumento)

imediatamente captada pelos sensores corrigindo a sua posição [13; 28; 30].

Em consequência da existência deste defeito a ligação na zona da raiz fica enfraquecida, podendo considerar-se

mesmo inexistente. Obviamente o comportamento mecânico é prejudicado pois há uma diminuição da secção resistente do

cordão, por diminuição de área total e contribui ainda para originar uma zona de concentração de tensões que se pode

revelar crítica no caso de materiais de baixa tenacidade, e que por isso apresentam uma elevada sensibilidade ao entalhe.

Em ensaios de tracção uniaxial este defeito faz com que haja uma diminuição da área de secção havendo assim

tendência a que a fractura seja no centro do cordão, na zona do nugget. Em geral a fractura neste tipo de ensaios tem

tendência a dar-se na ZAC ou MB, nas ligas de alumínio em geral, pois o centro da soldadura (se esta não tiver defeitos)

nunca é o elo mais fraco da ligação devido à recristalização do grão [13; 28].

3.6.2 – Vazios Internos do Lado em Avanço

Este defeito manifesta-se sobre a forma de um canal longitudinal à direcção de soldadura mais ou menos contínuo

(devido ao carácter estacionário da SFL). Em geral este tipo de defeito manifesta-se em duas zonas distintas do cordão de

SFL. A primeira localização corresponde a uma posição na zona inferior do nugget junto da interface com a ZATM, do lado

em avanço, uma zona de clara influência do pino no fluxo viscoplástico do material, que inclusive resulta numa marca de cor

mais escura, com desenvolvimento paralelo à superfície inferior das placa e que se dirige da interface com a ZATM, no lado

em avanço, para o interior do nugget. A segunda localização ocorre no lado em avanço por baixo da cauda do nugget na

interface entre a ZATM e o nugget [13; 28].

Uma das causas inerentes ao aparecimento deste defeito no cordão de soldadura é o deficiente fluxo viscoplástico

do material que tem origem complexa, resultante do efeito conjugado da falta de pressão exercida pela base da ferramenta

e pela geometria do pino não ser adequada para a espessura a soldar e para a razão velocidade de rotação / velocidade de

avanço utilizadas. Quando utilizado o pino cónico liso e o pino roscado com uma rotação do tipo Pull-Up, este defeito é

bastante evidenciado. Este defeito quando existe aparece mais evidenciado no início do cordão. Esta atenuação ao longo

da fase inicial do cordão é provavelmente devido à diminuição da viscosidade do material em deformação viscoplástico na

vizinhança da ferramenta. Esta evolução da viscosidade depende do aumento da temperatura que ocorre ao longo da fase

transiente inicial até atingir o regime essencialmente estacionário do processo [13; 28].

3.6.3 – Partículas de 2ª fase e Óxidos

As partículas de segunda fase ocorrem sob a forma de precipitados. Estes existem originalmente no material base

e vão-se distribuindo de maneira diferente à volta do limite de grão à medida que se vão aproximando do nugget com o

movimento da ferramenta. Devido à recristalização dinâmica, no nugget forma-se uma estrutura de grão finamente

disseminado. No fim do arrefecimento, vai notar-se uma concentração de precipitados quer na superfície superior do

cordão, quer na zona da raiz deste, onde surgem alinhamentos de óxidos. Os precipitados que aparecem são tipicamente

intermetálicos com composição por exemplo de: Cu3FeAl7,Cu3MgAl2 e CuMnAl20 nas ligas 2XXX, Mg2Si na ligas 6XXX e

são consequência do ciclo termo mecânico do processo de SFL.

25

Imediatamente abaixo da superfície de contacto com a base da ferramenta, existe uma zona de óxidos alinhados

que evidência a verdadeira interface de escorregamento entre a base e o material a ser soldado. Outra zona que

tipicamente apresenta uma zona de óxidos, muito fina e descontínua, é a zona da raiz do cordão nos casos em que esta

zona não apresenta kissing bond.

Devido á sua morfologia, o alinhamento de partículas de 2ª fase origina uma interface, sendo esta zona uma

superfície preferencial para a iniciação de fracturas no caso de ensaios de tracção. O aparecimento de alinhamentos de

óxidos, frequentes na raiz dos cordões, promove uma determinante diminuição da resistência à fadiga das juntas soldadas,

daí que um pequeno afagamento da superfície inferior do cordão seja suficiente para aumentar significativamente a vida sob

fadiga. Os óxidos e precipitados são locais preferenciais de corrosão.

3.7 – Fadiga

Em muitos tipos de aplicações, uma peça metálica submetida a tensões repetitivas ou cíclicas sofre fractura a

tensões muito mais baixas do que as que a peça poderia suportar quando submetida a uma tensão estática simples. Estas

fracturas que ocorrem por acção de tensões repetitivas ou cíclicas designam-se por fracturas de fadiga.

A rotura por fadiga é provocado pela nucleação e propagação mais ou menos lenta de uma ou mais fendas que

aparecem numa peça submetida a tensões dinâmicas. A ASTM definiu de maneira muito clara o que se entende por fadiga

e a tradução dessa definição é aqui referida [33]:

“Fadiga é um processo de alteração estrutural permanente, progressivo e localizado, que ocorre num material

sujeito a condições que produzem tensões ou extensões dinâmicas num ponto ou em vários pontos, e que pode

culminar em fendas ou numa fractura completa após um número suficiente de variações de carga”.

3.7.1 – Mecanismo de Fractura por Fadiga

O processo de fadiga pode considerar-se dividido em quatro fases:

Nucleação da fenda – Ocorre na fase inicial de deterioração por fadiga

Crescimento microscópico da(s) fenda(s) – A nucleação da fenda ocorre porque a deformação plástica

não é um processo completamente reversível. A deformação plástica numa direcção, alternando com a

deformação plástica na direcção contrária, faz com que na superfície do provete metálico surjam

saliências e sulcos designados por extrusões e intrusões de escorregamento, assim como a deterioração

no interior do material ao longo de bandas de escorregamento persistentes. As irregularidades

superficiais, assim como a deterioração em bandas de escorregamento persistentes originam fendas na

superfície ou próximo dela, as quais se propagam para o interior do provete segundo planos submetidos a

tensões de corte elevadas. Esta é designada a fase I do crescimento de uma fenda por fadiga; a

velocidade de crescimento da fenda é normalmente muito baixa (por exemplo, 10-10 m/ciclo)

Propagação da(s) fenda(s) – Durante a fase anterior, num metal policristalino, a fenda cresce apenas

alguns diâmetros de grão e depois toma a direcção perpendicular à da tensão de tracção máxima no

material metálico. Nesta fase do crescimento da fenda, há propagação de uma fenda bem definida com

26

uma velocidade relativamente grande (da ordem dos µm/ciclo) e surgem estrias de fadiga à medida que a

fenda avança. Estas estrias são úteis na análise da fractura por fadiga, pois permitem determinar a

origem e a direcção de propagação das fendas de fadiga

Rotura final - Finalmente, quando a fenda tiver percorrido uma determinada área e o material, na secção

remanescente, não conseguir suportar a carga aplicada, ocorre ruptura do provete por fractura dúctil.

3.7.2 – Ciclos de Tensão de Fadiga

A fadiga só se manifesta numa peça se a tensão aplicada for dinâmica, isto é, se variar com o tempo. Um ciclo de

tensão de fadiga traduz, assim, a variação da tensão aplicada com o tempo ou com o número de ciclos de aplicação de

carga. Na Figura 3.24 apresenta-se um exemplo da variação da tensão com o tempo, tipicamente utilizado em provetes

obtidos de chapas.

Figura 3.24 – Variação da tensão com o tempo [33]

Este gráfico tem no eixo das ordenadas a tensão aplicada e no eixo das abcissas o tempo. O ciclo de tensão é a

menor parte da função tensão (ou carga) que é periódica e repetida. Uma solicitação a amplitude de tensão constante é

constituída por N ciclos com a mesma onda. A relação entre o tempo e o número de ciclos é dado pela Equação. 3.3,

Equação 3.3

em que f, é a frequência de aplicação da carga em ciclos/s ou ciclos/min, N é o número de ciclos e t, o tempo

correspondente a esse número de ciclos em segundos ou minutos. A função que descreve o ciclo de tensões (onda de

tensões) pode assumir diferentes formas, nomeadamente, sinusoidal, linear, trapezoidal ou triangular. A onda sinusoidal é

muito frequente em situações reais e é dada pela equação. 3.4.

Equação 3.4

Um carregamento a amplitude de tensão constante tem uma amplitude de tensão que não varia com o tempo. A

peça está sempre submetida ao mesmo ciclo de tensões com a mesma amplitude, o que se verifica na prática com

mecanismos que funcionam a velocidade constante. Num ciclo de tensões, define-se a amplitude da tensão como a

27

diferença entre a tensão máxima, σmáx, ou mínima, σmin, e a tensão média σm que se define como o próprio nome indica pela

média aritmética entre as σmáx e σmin.

A amplitude da tensão ou tensão alternada do ciclo, σa, é dada pela Equação 3.5, e a gama de tensões é o dobro

Equação 3.5

da amplitude, dada pela Equação 3.6.

Equação 3.6

A razão de tensões R definida pela relação definida na Equação 3.7

Equação 3.7

3.7.3 – Fadiga no Alumínio

De um modo geral, a fractura do alumínio ocorre na forma de dimples, a partir de inclusões e partículas de

segunda fase. A fractura intergranular, por corte local e delaminação é também por vezes observada. A presença de

inclusões e partículas de segunda fase tem uma importância fundamental na iniciação da fractura por fadiga.

É relativamente bem conhecido que, contrariamente aos aços, o aumento que foi conseguido na resistência à

tracção na maioria das ligas não ferrosas não tem sido acompanhado por melhorias proporcionais na resistência à fadiga.

Foi também notado que a chamada resistência à fadiga é mais baixa para as ligas endurecidas por tratamento térmico e,

regra geral, quanto mais as propriedades mecânicas da liga são dependentes do endurecimento por precipitação menor é a

resistência à fadiga.

Mostrou-se, em estudos realizados com o intuito de descobrir onde se dava a nucleação da fenda, que

analogamente à maioria dos metais, a iniciação da fissura se dava normalmente à superfície da peça ou provete. É nesta

zona que as tensões se localizam devido a presença de concentrações de tensão pré-existentes como entalhes

geométricos, pontos de corrosão, bandas de escorregamento onde extrusões ou intrusões se podem formar, ou em zonas

relativamente macias como as zonas livres de precipitados adjacentes aos limites de grão.

As fracas propriedades das ligas de alumínio endurecidas por tratamento térmico são também atribuídas à

natureza metaestável da estrutura metalúrgica sob condições de tensões cíclicas. A localização da tensão é especialmente

perniciosa pois os precipitados podem ser removidos de determinadas bandas de escorregamento, remoção esta que vai

causar o amaciamento desta banda, levando a uma maior concentração de tensões que vai acelerar ainda mais o processo

de nucleação de fenda.

Foi também proposto [6], que a remoção dos precipitados ocorre, quer por sobreenvelhecimento quer por

ressolução, sendo a última aceita por a grande maioria dos autores. Sugere-se que as partículas nas bandas de

escorregamento são cortadas pelas deslocações e a ressolução ocorre quando estes se tornam mais pequenos que o

tamanho crítico para a estabilidade termodinâmica.

O comportamento à fadiga das ligas endurecidas por precipitação seria melhorado se a deformação induzida

pelas tensões cíclicas conseguisse ser dispersa de forma mais uniforme, e impedir a formação de bandas de

escorregamento ajudaria neste propósito.

28

Os processos termomecânicos onde a deformação plástica, antes ou durante o tratamento térmico, aumentam a

densidade de deslocações, melhora o desempenho de certas ligas à fadiga, embora esta melhoria se deva também a

melhoria das propriedades mecânicas decorrentes do tratamento. As ligas que são envelhecidas a temperaturas mais altas,

formando precipitados mais estáveis, têm tendência a obter melhor desempenho à fadiga.

3.7.3.1 – Fadiga na Liga AA2024

Tal como nas restantes ligas de alumínio a falha por fadiga explora os elos mais fracos (descontinuidades) do

material, zonas estas que vão actuar como zona de nucleação de fenda [35].

Merati [36], estudou a nucleação e comportamento à fadiga numa liga AA2024-T3 com e sem clad e observou que

as características microestruturais como partículas, tamanho de grão e clad dominam o desempenho à fadiga desta liga. Os

resultados mostram claramente que dois mecanismos distintos, são responsáveis pela fractura por fadiga na liga sem e com

clad. As partículas constituintes da liga, e apenas as de maior dimensão, foram a principal descontinuidade a controlar a

origem de fendas na liga sem clad. Notou-se também que o ferro é um dos principais contribuintes na formação de

precipitados. Não houve também evidências de nucleação de fendas múltipla neste tipo de material. No caso da liga com

camada de clad, esta camada foi a principal causa de nucleação de fendas no material e as partículas constituintes da liga

não estiveram associadas a nucleação de fenda. Neste tipo de material foi observado múltipla nucleação de fenda.

Ngiau, C., et al. [37], estudaram diferentes tipos de ciclos de fadiga nesta liga e observaram que pequenos ciclos

intermitentes com amplitudes da ordem dos 50% do limite de resistência à fadiga, podem ter efeitos bastante adversos. Ou

seja pequenos ciclos que normalmente não são contabilizados, podem ter um efeito bastante concreto no limite de ciclos

desta liga.

3.7.4 – Fadiga em Juntas Soldadas por SFL

No âmbito do estudo das juntas soldadas por SFL, o comportamento à fadiga deste tipo de juntas é muito

importante, uma vez que as roturas por fadiga são responsáveis pela maior parte da ruína dos componentes mecânicos.

Uma vez que os ensaios de fadiga são os que melhor retratam a real utilização dos componentes é de grande importância

observar e quantificar o comportamentos deste tipo de juntas quando submetidas a este tipo de ensaio.

Shusheng Di et al. [26], realizaram um estudo comparativo entre juntas soldadas e o material base na liga

AA2024, em chapas de 4mm, e investigaram ainda a influência do defeito de zig zag na resistência à fadiga. Mostraram que

este tipo de defeito é uma característica inerente do nugget e pode fazer com que a resistência a fadiga baixe de 96,19MPa

no MB, para 73,71MPa nas juntas soldadas, ou seja uma redução de 23,4%. Ainda que esta resistência à fadiga seja mais

baixa nas juntas soldadas do que no MB, estas mostraram maior resistência do que junta soldadas, em ambos os lados, por

métodos convencionais de fusão respeitando e ultrapassando a resistência à fadiga destas, citada nas curvas de fadiga do

IIW FAT40 e da versão provisória do Eurocòdigo 9, categoria 55-6, para componentes em ligas de alumínio.

M. Ericsson e R. Sandström [19], tentaram determinar se a resistência à fadiga em juntas soldadas por SFL é

influenciada pela velocidade de rotação da ferramenta, e comparar os resultados da resistência à fadiga com outros

processos de soldadura convencionais (MIG pulsado e TIG). A liga de Al-Mg-Si, AA6082, foi soldada por fricção linear,

sendo comparados dois tratamentos térmicos, T6 e T4, e por MIG e TIG usando apenas a AA6082-T6. A liga AA6082-T4 foi

submetida a tratamento de envelhecimento após a soldadura. Estes autores concluíram que a alteração da velocidade de

29

soldadura não influencia consideravelmente as propriedades mecânicas e a resistência à fadiga das juntas soldadas por

SFL. No entanto, a velocidades significativamente baixas o resultado dos ensaios de fadiga foi significativamente melhor,

devido provavelmente ao aumento da quantidade de calor fornecido à soldadura por unidade de comprimento. As

soldaduras por MIG pulsado e TIG evidenciam resistência mecânica estática e dinâmica inferior às soldaduras por SFL. As

soldaduras TIG apresentam melhores resultados à fadiga que as soldaduras MIG pulsado.

Caizhi Zhou, Xinqui Yang e Guohong Luan [30], testaram a resistência à fadiga de juntas soldadas por SFL de

alumínio da liga AA2024-T3, e determinaram a influência dos defeitos na raiz na fadiga deste tipo soldaduras. Os resultados

dos testes com defeitos na raiz foram comparados com as recomendações sugeridas pelo IIW e com os resultados das

soldaduras sem defeitos. Foi citado que em geral existem sempre defeitos na raiz das juntas, no caso dos parâmetros de

soldadura não serem adequados, e comprimento vertical de deste tipo de defeito é da ordem dos 0,31-0,33mm, para o

comprimento de pino testado, para juntas topo a topo de 4mm. A resistência à fadiga das soldaduras com defeito é entre 33

a 80 vezes menor do que a resistência das mesmas sem defeito, e os valores característicos de fadiga aos 2x106 ciclos

desceram de 120,6MPa para 54,7MPa, respectivamente.

P. Cavaliere et al. [38], investigou as propriedades mecânicas e microestruturais de juntas dissimilares soldadas

por SFL entre a liga AA2024 e AA7075. A soldadura foi conseguida com sucesso e foi realizada perpendicularmente à

direcção de laminagem. As curvas (S-N) foram obtidas e obtiveram-se valores da ordem dos 44MPa para as juntas

soldadas e de 67MPa para a liga AA2024 para um tempo de vida de 2x106 ciclos.

Ali A et al. [39; 40], examinaram as propriedades microestruturais e de fadiga de juntas soldadas por SFL de uma

liga AA2024-T3. De modo a eliminar o custo associado com a remoção da rebarba e da raiz, por fresagem e outros custos

associados com o controlo de qualidade do processo de soldadura foi introduzido o tratamento de granalhagem. As tensões

residuais na ZATM, que em geral são de tracção, passam a ser de compressão após este tratamento. Este fenómeno é

responsável pelo aumento da resistência à fadiga e pode levar os valores de resistência do material base, segundo o autor

[40]. Este tipo de tratamento é já citado na versão provisória do Eurocódigo 9.

Durante os últimos dez anos diversos estudos têm sido realizados sobre esta técnica, focando-se muito deles

sobre a resistência à fadiga das ligas soldadas por SFL. S. Lomolino et al. [41], recolheram dados disponíveis de diversa

literatura focada na fadiga de ligas de alumínio soldadas por SFL e analisaram estatisticamente estes dados, tirando

algumas conclusões acerca do comportamento destas juntas à fadiga com diferentes parâmetros de soldadura e

comparando as curvas obtidas com curvas standard ou recomendações (relacionadas com métodos de soldadura

convencionais por fusão) dadas por normas e entidades reguladoras, oferecendo assim uma comparação quantitativa da

influência da tecnologia de SFL no dimensionamento e design de estruturas de alumínio. Os dados obtidos por estes

autores foram recolhidos de literatura diversa, limitando as conclusões obtidas, que são:

A falha por fadiga de juntas soldadas por SFL ocorre na zona de soldadura, e quando testada sem

tratamentos posteriores, ocorre em geral, com a nucleação de fenda na zona superficial da soldadura

nas estrias deixadas pela passagem da ferramenta;

As soldaduras de juntas constituídas por ligas de alumínio envelhecidas naturalmente apresentam

melhor resistência à fadiga do que as ligas envelhecidas artificialmente;

Os resultados de resistência à fadiga com ensaios usando a relação de tensões R= - 1, foram

sensivelmente melhores do que os ensaios com R=0,1;

De modo a melhorar a resistência à fadiga sugere-se que se faça um tratamento de maquinagem ou de

afagamento da superfície soldada;

30

Comparando os resultados da analise estatística dos dados avaliados, com um intervalo de confiança de

95%, com os relatados no Eurocódigo 9, pode-se afirmar que os resultados da fadiga de juntas soldadas

por SFL se aproximam dos resultados do MB, e suplantando em muito a resistência à fadiga de juntas

soldadas com métodos convencionais.

Finalmente este estudo pretende também dar uma perspectiva geral dos dados de fadiga de SFL de modo a

auxiliar na criação de estruturas de alumínio soldadas, enquanto não forem criadas normas em relação à SFL.

3.8 – Conclusões

Através da revisão bibliográfica feita anteriormente pretende-se introduzir noções e enquadrar teoricamente o

trabalho que será descrito nos próximos capítulos desta tese.

Devido ao facto da SFL ser um processo de soldadura relativamente novo, com um potencial elevadíssimo, e ainda

com diversas áreas da sua “anatomia” e “fisiologia” por revelar e entender, a maior parte da bibliografia existente, tem ainda

o objectivo de aprimorar parâmetros e captar certos aspectos intrínsecos à mesma.

Com o desenvolvimento desta soldadura e com a sua implementação na indústria a crescer cada vez mais, é

necessário perceber como os defeitos inerentes à SFL, passíveis de acontecer por diversas razões iriam afectar a

resistência à fadiga de juntas soldadas. Qualificando e quantificando o efeito deste tipo de defeitos é possível saber se a

sua ocorrência é grave ou não, após a sua detecção por ensaios não destrutivos, colocando assim a junta de lado ou

deixando a mesma avançar na linha de produção. Este tipo de selecção vai ter consequências directas na produtividade.

Urge assim avaliar a influência dos defeitos no desempenho das ligas de alumínio. Neste trabalho pretende-se

assim aprofundar como os defeitos (kissing bond, falha na raiz e canais) vão influenciar as propriedades mecânicas, em

especial no comportamento à fadiga, na liga de alumínio AA2024-T351.

A importância da investigação da resistência à fadiga, avaliada através do traçado de curvas S-N, tem demonstrado

particular relevo, quer do ponto de vista do projecto de estruturas, quer em trabalhos de investigação.

A anterior introdução teórica toca, ainda que superficialmente, em todos os pontos necessários a uma melhor

compreensão de todo o trabalho prático que se seguirá.

31

4 – Desenvolvimento do Trabalho

4.1 – Introdução

O processo de SFL tem-se revelado como um importante avanço no acréscimo de qualidade em ligações

envolvendo ligas de alumínio tendo assim um grande potencial tecnológico na produção industrial. A indústria aeronáutica é

disso exemplo. A utilização generalizada da liga de alumínio AA2024-T351 nesta indústria, a importância de soluções na

ligação deste material por SFL, assim como prever o efeito dos defeitos típicos deste tipo de soldadura levou a que se

fizesse uma investigação de base experimental de modo a obter cordões de SFL sem defeito e com 3 tipos de defeitos

previamente definidos como os mais representativos nesta aplicação.

O estudo inicia-se com a apresentação das principais características da liga escolhida para realizar o trabalho. De

seguida são apresentados todos os parâmetros operatórios testados no decorrer do trabalho, com o fim de obter os cordões

com as características desejadas.

A análise dos cordões foi feita recorrendo a ensaios destrutivos e não destrutivos. Dentro do grupo dos ensaios não

destrutivos foi realizada caracterização visual e radiografia. Quanto aos ensaios destrutivos, foi realizado análise

metalográfica, ensaios de dureza, de flexão, de tracção e fadiga.

A análise visual teve como objectivo a caracterização superficial dos cordões, e os ensaios de radiografia a

caracterização de defeitos internos no material e juntas soldadas. Os ensaios destrutivos realizados consistiram na

caracterização metalográfica das juntas soldadas e na caracterização da sua resistência mecânica. A análise metalográfica

teve como objectivo a caracterização das alterações microestruturais do material na zona soldada, assim como, a

identificação e caracterização dos defeitos internos. Os ensaios mecânicos consistiram na realização de ensaios de flexão

em três pontos (com a raiz do cordão sujeita à tracção), ensaios de tracção uniaxial e fadiga. Foi determinada a eficiência

mecânica equivalente das juntas soldadas sob esforços dinâmicos de fadiga, para as diferentes condições.

4.2 – Características da Liga Ensaiada

Para a realização deste trabalho experimental foi seleccionada a liga AA2024-T351. Esta é uma liga bastante

aplicada em aeronáutica e sendo uma liga classificada com má soldabilidade pelos métodos tradicionais de fusão. Na

Tabela 4.1 podemos observar a composição química da liga, e na Tabela 4.2 é possível observar algumas propriedades da

mesma.

Al Cr Cu Fe Mg Mn Si Ti Zn

90,7 - 94,7

Máx 0,1

3,8 – 4,9 Máx 0,5

1,2 - 1,8 0,3 - 0,9 Máx 0,5

Máx 0,15

Máx 0,25

Tabela 4.1 – Composição química da liga AA2024-T351 [42]

32

Propriedades Mecânicas Propriedades Térmicas e Eléctricas

Propriedade Valor Notas Resistividade Eléctrica [Ω.m] 5,82

Densidade [Kg/m3] 2780

Dureza Brinell 120 500Kg numa esfera Ø=10mm Capacidade Calorífica [J/Kg.K]

875

Dureza de Vickers 137 Convertido do valor de Brinell

Tensão de rotura [MPa] 469 Condutividade Térmica [W/m.K]

121

Tensão de cedência [MPa] 324

Alongamento após fractura [%] 20 Temperatura de Fusão [ºC]

502

Módulo de Young [GPa] 73,1

Coeficiente de Poisson 0,33 Temperatura Solidus [ºC]

502

Resistência ao corte [MPa] 283

Módulo de corte [GPa] 28 Temperatura Liquidus [ºC]

638

Maquinabilidade [%] 70 Escala: 0-100 das ligas alumínio

Tabela 4.2 – Propriedades mecânicas, térmicas e eléctricas da liga AA2024-T351 [42]

4.3 – Realização dos Ensaios de SFL

4.3.1 – Equipamento de SFL Utilizado

Os cordões de soldadura foram obtidos através do uso de uma fresadora convencional de 4 graus de liberdade

(3,5 eixos), correspondentes à rotação do eixo, movimento no plano xy correspondentes ao plano da mesa de trabalho e

movimento vertical no eixo do Z, correspondente à subida e descida da cabeça. Para além destes quatro movimentos, há

ainda a possibilidade de controlar a posição angular da cabeça em relação ao plano horizontal definido pela mesa.

Este equipamento, devido às suas características, só permite seleccionar valores discretos de uma matriz de 9

valores, para a velocidade de rotação e para a velocidade de avanço, tornando algo reduzidas e com intervalos elevados,

as variações de parâmetros na realização da SFL.

Figura 4.1 – Ilustração da fresadora convencional e respectivos comandos: a) posicionamento angular da cabeça; b) accionamento

manual do movimento da mesa, no plano da soldadura; c) controlo da velocidade de rotação; d) controlo da velocidade de avanço linear;

e) posicionamento angular num plano de 45º em relação à mesa

33

4.3.2 – Ferramenta de SFL Utilizada

A geometria da ferramenta é um parâmetro extremamente importante na realização de cordões de SFL. Torna-se

assim relevante não só a geometria da base e do pino que constituem a ferramenta, e que se encontram em contacto

directo com o material a ligar, mas também a forma como o corpo da ferramenta resiste aos esforços mecânicos aplicados e

dissipa o calor que se desenvolve no decorrer do processo.

O corpo da ferramenta utilizada nos ensaios experimentais foi construída em aço – carbono, de médio carbono,

cuja especificação de acordo com a norma europeia (EN) corresponde a C 45 E (1045 na designação AISI e Ck45 K na

designação DIN). O material foi maquinado até à sua forma final no estado recozido, possuindo uma dureza Vickers de

aproximadamente 170HV. Seguidamente foi temperado e revenido sob vácuo, por duas vezes, obtendo-se uma dureza

Vickers média final de cerca de 500HV. Esta dureza confere-lhe uma resistência bastante elevada, traduzindo-se num

comportamento rígido e não consumível na interacção com as ligas de alumínio, essencial para o processo de SFL. Após

este tratamento retiraram-se os óxidos superficiais, com um tratamento de limpeza com esferas de vidro. Com o objectivo

de aumentar a vida da ferramenta, todas as superfícies não roscadas foram sujeitas a um tratamento termoquímico de

endurecimento superficial por meio de nitruração iónica, de modo a atingirem uma dureza final na ordem dos 1100HV.

Finalmente foi realizado um tratamento de oxidação com vapor de água, a uma temperatura de 500ºC para diminuir a

adesão entre o alumínio e a ferramenta. Os pinos e a base são constituídos por X40CrMoV5-1 na norma europeia, EN (H13

na designação AISI) e posteriormente foram submetidos ao mesmo tipo de tratamentos que o corpo da ferramenta.

Para os ensaios experimentais foi utilizada a ferramenta Modular Dual que permite uma grande versatilidade e

combinação de parâmetros, permitindo obter diferentes combinações de bases, pinos e comprimentos de pino.

O presente sistema de ferramenta é constituído por 6 componentes para os quais se adoptou a seguinte

nomenclatura: 1) Corpo principal, 2) Base dual, 3) Pino dual, 4) Parafuso de afinação vertical, 5) Parafusos de fixação da

base dual, 6) Parafuso de fixação do pino dual.

A ideia mestra da concepção deste sistema de ferramenta consiste na modularidade dos componentes Base dual

(2) e Pino dual (3) e também na possibilidade de afinação vertical do comprimento do Pino dual. (3). Adicionalmente, a

geometria simétrica destes dois componentes permite uma dupla funcionalidade para ambos: a Base dual (2) tem as duas

faces opostas preparadas para entrar em contacto directo com os materiais a soldar ou processar; e o Pino dual (3)

caracteriza-se também por ter as duas extremidades preparadas para penetrar nos materiais a soldar ou processar. Desta

forma, com apenas um conjunto Base dual (2) + Pino dual (3) é possível obter quatro combinações diferentes de

parâmetros geométricos.

Figura 4.2 – Esquema tridimensional da ferramenta Modular Dual

34

No decorrer do trabalho realizado utilizaram-se diversas combinações de pinos e bases, que são seguidamente

resumidas na Tabela 4.3 .

Base Pino

Côncava Lisa

Plana Estriada

Cilíndrico Roscado M5 (trifacetado)

Ferramenta 1

Não Utilizado

Cónico Roscado M8 (triflute)

Não Utilizado

Ferramenta 2

Escadeado Liso

Ferramenta 3

Cónico Liso

Ferramenta 4

35

Cónico liso com 4 canais na extremidade

Não Utilizado

Ferramenta 5

Cónico invertido com estrias na extremidade

Ferramenta 6

Não Utilizado

Cónico liso com estrias na extremidade

Ferramenta 7

Não Utilizado

Tabela 4.3 – Diversas combinações de pinos e bases, dando origem às sete ferramentas utilizadas, durante o processo

Cada ferramenta corresponde a diferentes combinações obtidas entre bases e pinos distintos, o que vai levar a

diferentes propriedades do cordão de soldadura. Esta variação de ferramentas teve como objectivo obter os cordões de SFL

sãos, assim como cordões defeituosos de modo a poder estudar os seus efeitos, tal como já foi citado.

Deste ponto em diante passar-se-á a citar cada combinação de base e pino pelo nome dado na Tabela 4.3, para

maior facilidade.

4.3.3 – Sistema de Fixação das Peças

O sistema de fixação utilizado para a realização dos cordões de SFL permite a realização em juntas topo-a-topo

ou sobrepostas entre chapas com um comprimento máximo de 300 mm e uma largura máxima de 200mm (Figura 4.3). Este

sistema de fixação foi construído em aço C 45 K, segundo a Norma Europeia (EN), sendo composto por diversos elementos

de aperto que se ligam a uma placa de base, maquinada de forma a permitir introduzir todos os constrangimentos que são

necessários aplicar nas peças a ligar, tendo em conta o processo de soldadura de características essencialmente

mecânicas com a existência de cargas elevadas, em qualquer das três direcções principais. No Anexo A.2 encontra-se o

desenho técnico do sistema de fixação das placas.

36

Figura 4.3 – Sistema de fixação das placas: a) montagem na mesa da fresadora onde se onde se realizaram as soldaduras; b) desenho

de pormenor dos grampos de aperto rasteiro, modelo “Mini-Bulle” usados

4.3.4 – Parâmetros Utilizados nos Ensaios

Os ensaios foram realizados com o intuito de avaliar a influência de diversos tipos de defeitos nas propriedades

mecânicas e metalográficas dos cordões de SFL. Nesse âmbito foi feito um trabalho exaustivo de tentativa de apuramento

de parâmetros de modo a obter uma maneira sistemática de introduzir os ditos defeitos. Como é de esperar, a

reprodutibilidade destes mesmos defeitos é complexa pois o que se pretende na vasta maioria das situações é não os obter,

enquanto neste trabalho, especificamente, se trabalhou em prol da sua obtenção.

Foram assim realizados diversos ensaios, com uma variação dos parâmetros, de modo a que por tentativa e erro,

mas também com conhecimento e experiência obtida anteriormente dos fenómenos envolvidos no processo, se

desenvolveram métodos que pudessem levar a reprodutibilidade posterior desses mesmos defeitos. No Anexo B.2, sob a

forma de tabela, são ilustrados os diversos parâmetros de SFL utilizados em cada ensaio assim como a nomenclatura da

amostra, a ferramenta, o dia da sua realização e notas relevantes em relação ao cordão. Estas notas transmitem importante

informação, pois traduzem o resultado do cordão de SFL, indicando o rumo a tomar em relação ao que se pretendia.

Defeito Designação e identificação dos

cordões utilizados Notas

Tipo 0 Soldaduras sem defeitos (10,11,14) Obtém-se com uma penetração total do pino. O pino

tem um comprimento de 3,8mm

Tipo I Soldadura com defeito na raiz, com presença

de óxidos e partículas de 2ª fase (26,27,29)

Consegue-se com menos penetração e força de

forjamento. Comprimento do pino de 3,6mm

Tipo II Soldadura com defeito na raiz do tipo kissing

bond (19,20,21)

Obtém-se com um comprimento de pino curto,

inferior ao Tipo I. Comprimento do pino de 3,3mm

Tipo III Soldadura com defeito em volume (38,39,44) Obtém-se com pinos cónicos lisos que criam um

deficiente fluxo viscoplástico

Tabela 4.4 – Tabela de resumo da nomenclatura de defeitos, e de como podem ser obtidos

37

Na Tabela 4.4 encontra-se explicada a nomenclatura dos defeitos, as suas características e a sua forma de

obtenção de forma resumida. Foi ainda produzido durante este trabalho experimental, soldaduras com dois tipos de

defeitos, constituídas por defeitos tipo II e tipo III. Estes cordões servirão para trabalhos futuros e não foram utilizados, pois

seria difícil de estabelecer a contribuição de cada defeito nos ensaios que serão realizados posteriormente.

É de salientar que como o objectivo do trabalho é muito específico, pontualmente, alguns cordões eram

reaproveitados em resultado de não possuírem as características que se pretendiam, e também devido, essencialmente, à

escassez do material. Esta selecção era feita com base no aspecto visual do cordão, em ensaios de flexão feitos no local,

após serem retiradas amostras do cordão de SFL, e por vezes com micrografias realizadas de forma rápida. Esta

informação está resumida nas notas da tabela do Anexo B.2 .

Todas as chapas foram soldadas no sentido de laminagem, pois é a pratica mais comum na maioria da industria,

dado que a chapa é fornecida em painéis de grande comprimento (nessa direcção de laminagem) e menor largura. No

Anexo B1, encontra-se o procedimento experimental para a realização das juntas soldadas por SFL.

Figura 4.4 – Totalidade de cordões de SFL realizados durante o decorrer do trabalho

Todas as juntas soldadas, a perfazer um total de cerca de praticamente 12 m de cordão, podem ser vistas em

conjunto na Figura 4.4. A vermelho estão agrupadas as soldaduras sem defeito (tipo o), a azul as de defeito na raiz com

kissing bond (tipo II), a verde, defeito na raiz com alinhamento de óxidos e partículas de segunda fase (tipo I), a roxo temos

os cordões com defeitos internos em volume (tipo III) e finalmente, a amarelo, as soldaduras com defeitos mistos. De cada

grupo foram seleccionadas 3 juntas soldadas, à excepção do defeito misto (tipo M), para serem posteriormente

caracterizadas. A partir deste ponto passaremos a adoptar uma nomenclatura que consta do número da soldadura, seguido

do tipo de defeito.

38

4.3.5 – Evolução das Variáveis Durante um Ensaio de SFL

As Figuras 4.5 e 4.6, descrevem como determinados variáveis de um ensaio de SFL evoluem no decorrer da

realização de um cordão realizado com controlo de posição (Z=cte).

Será analisada a evolução ao longo do tempo da posição, velocidade e força ao longo do eixo dos xx, assim como

a força, a posição, a velocidade de rotação e o binário aplicados sobre o eixo dos zz. Esta avaliação permitir-nos-á tirar

importantes conclusões e perceber melhor determinados mecanismos que ocorrem durante o processo de soldadura. É de

notar que o tempo registado vai desde alguns segundos antes de se dar início ao movimento de rotação da ferramenta, até

à extracção do pino da chapa e paragem do movimento de rotação da mesma.

Estes valores característicos foram medidos com um equipamento recentemente adquirido, onde se replicaram as

condições tecnológicas utilizadas na fresadora convencional, criando uma soldadura sem defeitos (tipo 0).

4.3.5.1 – Resultados

Figura 4.5 – Gráfico ilustrativo da evolução da posição e da força no eixo dos xx, da força no eixo dos zz

e da velocidade de rotação da ferramenta

Figura 4.6 – Gráfico ilustrativo da evolução da velocidade no eixo dos xx, da posição em z e do binário em z

39

4.3.5.2 – Análise de Resultados

A evolução de todas as variáveis será analisada em intervalos distintos de tempo, tentando sempre que possível

relacionar as mesmas entre si.

As zonas numeradas nas Figuras 4.5 e 4.6 correspondem a:

1. Posicionamento da ferramenta;

2. Penetração do pino;

3. Soldadura (avanço da ferramenta);

4. Extracção do pino

Aos 25 segundos dá-se o inicio de rotação da ferramenta a 710rpm. A ferramenta inicia este movimento sem estar

em contacto com nenhum material da chapa dai existir apenas um ligeiro aumento do binário em z, decorrente da inércia

devido ao movimento de rotação.

Ao segundo 27, dá-se o início da penetração do pino nas chapas. A força em Z, aumenta enquanto o pino vai

penetrando nas chapas. Ao segundo 53, observa-se um abaixamento da força, devido provavelmente a dois fenómenos

distintos. Um desses fenómenos deve-se ao facto de que devido à deformação mecânica sofrida pelo material, assim como

ao atrito existente entre o material e o pino, haver um aumento de temperatura, o que exige uma menor quantidade de

força, em consequência de um amaciamento do material circundante. Outra das razões é o facto de algum material do

interior das chapas que adere ao pino, ser expelido para fora, sobre a forma de limalha, diminuindo o volume de material em

contacto com o mesmo, havendo consequentemente uma diminuição de força no eixo dos zz. A conjunção destes dois

fenómenos cria um patamar de cerca de 10 segundos entre o segundo 56 e 66. Após este patamar existe de novo um

aumento brusco da força em Z. Este patamar deve-se ao inicio do contacto entre a base da ferramenta e as chapas. O

contacto efectua-se inicialmente pelas estrias, até que toda a base da ferramenta adere às chapas a ligar. Este momento

corresponde sensivelmente ao segundo 72. Todas as observações feitas neste parágrafo podem ser verificadas pela

posição em Z, da ferramenta que se mantêm constante a cerca de 4mm de altura desde o inicio do gráfico e que depois vai

descendo até ao zero, atingindo este valor por volta do segundo 70.

Entre o segundo 72 e o segundo 76 observa-se um abaixamento do binário e da força em Z, em virtude de se

atingirem as condições térmicas viscoplásticas necessárias ao desenvolvimento do processo.

Aos 77 segundos inicia-se o movimento em x, com uma aceleração inicial, ate que a velocidade se mantém

constante nos 22,4cm/s. Este inicio de movimento é também observado pela variação da posição em X, que até ao

momento se tinha mantido constante e que agora começa a aumentar à medida que a ferramenta percorre as chapas. A

força em Z mantém-se constante até cerca dos 100 segundos, momento em que começa a aumentar devido a uma

pequena imprecisão da base de fixação das chapas que no final tem uma ligeira inclinação, aumentando o efeito de

penetração da ferramenta. O binário em Z, sofre também um aumento constante, provavelmente devido ao mesmo

fenómeno.

Aos 125 segundos o processo de soldadura termina. A velocidade em x diminui até zero, o binário desce, e a

posição em z aumenta em consequência extracção da ferramenta da junta de soldadura entre as chapas.

Por fim a força em X, tem valores que podem ser “ruído” eléctrico devido ao facto da medição de força ser

baseada na potência eléctrica dos motores. A força em X é zero até ao inicio da soldadura. Esta variável só interessa

considerar a partir do inicio da soldadura. Aí existe um aumento súbito desta variável devido ao avanço da ferramenta sobre

o material.

40

4.4 – Ensaios de Caracterização dos Cordões de SFL

4.4.1 – Caracterização Visual das Superfícies

Após a realização das soldaduras procedeu-se à observação visual dos cordões seleccionados. A observação foi

complementada através de fotografia das chapas soldadas e registo dos aspectos principais necessários para interpretar

superficialmente os cordões produzidos. Esta análise constitui apenas numa interpretação qualitativa ao nível da superfície

dos cordões obtidos nas diferentes condições estudadas. Os resultados obtidos estão presentes nas Figuras 4.7 a 4.10.

4.4.1.1 – Resultados

Figura 4.7 – Aspecto visual das superfícies superiores das chapas soldadas com cordões sãos (tipo 0)

Figura 4.8 – Aspecto visual das superfícies superiores das chapas soldadas com cordões com defeitos (tipo II)

Figura 4.9 – Aspecto visual das superfícies superiores das chapas soldadas com defeito (tipo I)

41

Figura 4.10 – Aspecto visual das superfícies superiores das chapas soldadas com defeito (tipo III)

.

4.4.1.2 – Análise dos Resultados

Após uma análise visual denota-se que todos os cordões possuem alguma rebarba inicial, devido ao maior tempo

de indentação no início do ensaio. A SFL 44_III, possui rebarba, ao longo de todo o cordão, pois foi realizada com o base

côncava, com uma força algo elevada, forçando material a ser expelido para a periferia do mesmo. Já as soldaduras

realizadas com base estriada, constrangem melhor o fluxo de material, obtendo-se assim um cordão com menos, ou sem

rebarba.

Observa-se ainda que em todos os ensaios, nos primeiros centímetros de cordão as estrias são irregulares,

provavelmente devido ao arranque quase instantâneo no movimento linear de avanço (elevada aceleração inicial), o que

leva a que não se promova uma boa mistura de materiais neste comprimento inicial, mas também devido ao facto de não

existir material na zona de penetração do pino, porque o material é retirado sob a forma de limalha.

As estrias produzidas pela base plana estriada são mais irregulares, do que as produzidas pela base côncava lisa,

devido a esta base não ser axissimétrica. Esta é a razão pela qual se observa que o cordão 44_III, possui as estrias mais

regulares.

4.4.2 – Ensaios de Raios – X

Foram realizados END, por ensaios de raios-X de modo a poder analisar a integridade estrutural volúmica

(superficial e interna) dos cordões de SFL, antes de serem realizados os provetes para os ensaios mecânicos. Convém

salientar que este método é limitado na identificação da posição do defeito e na identificação de defeitos planares

perpendiculares à direcção da radiação. Deste modo foram realizados ensaios de raios – X, a dois cordões escolhidos de

cada grupo distinto de soldaduras de modo a obter uma boa amostragem em relação a cada parâmetro a analisar.

Todos os ensaios foram realizados no LEND do ISQ, com um equipamento da marca Scan-Ray, modelo DOA

300/AC-103, com número de série da ampola 252 e número de série do comando 1256. Este equipamento encontra-se

calibrado (em Fevereiro de 2007, com um ano de validade) e certificado pelo número 154/06.

Na realização destes ensaios utilizou-se filme AGFA D4, cuja película de chumbo do lado da fonte foi retirado. A

máquina funcionou segundo os seguintes parâmetros: Intensidade = 5mA; Tensão = 70kV; Tempo de exposição = 150s;

distância da fonte ao filme = 800mm. Determinados pormenores da realização dos ensaios podem ser vistos na Figura 4.10.

O procedimento de realização dos ensaios de raios - X encontra-se no Anexo B.3.

42

Figura 4.11 – Diversos aspectos dos ensaios de raios – X: a) fonte de emissão de raios – X; b) consola de comando do equipamento de

raios – X; c) Verificação da qualidade da imagem obtida após revelação do filme; d) Diagrama de exposição para ligas de alumínio;

e)Montagem da amostra antes da realização do ensaio; f) Pormenor das regras de segurança para este tipo de ensaios

4.4.2.1 – Resultados

Seguidamente serão apresentados os resultados obtidos, através das principais observações resultantes da

observação de cada um dos cordões radiografados, descritas na Tabela 4.4. As fotos de todos os cordões radiografados

encontram-se no Anexo C.

Amostra Análise da Radiografia

11_0 Alguma rebarba no início do cordão. Sem defeitos visíveis.

14_0 Defeito inicial aos 5cm com cerca de 10mm. Rebarba em ambos os lados do cordão nos 5 cm iniciais

de soldadura

26_I Pequeno defeito inicial aos 5cm com cerca de 2mm. Rebarba em ambos os lados do cordão no inicio

29_I Nada a assinalar

19_II Pequeno defeito aos 6cm. Rebarba fina em ambos os lados do cordão que são uma constante no lado

em retrocesso e que desaparecem sensivelmente a metade do cordão no lado em avanço

21_II Dois pequenos defeitos iniciais. Um aos 3cm com cerca de 5mm e outro aos 5cm com cerca de 2mm.

Ligeira rebarba no lado em avanço dos 3 aos 6cm. Variação na tonalidade do cordão no inicio

38_III Dois canais do lado ao longo de todo o cordão.

39_III Canal ao longo do cordão

Tabela 4.5 – Resultados dos ensaios radiográficos realizados

43

4.4.2.2 – Análise de Resultados

Todos os ensaios radiográficos realizados revelam uma tonalidade do cordão semelhante à do MB, o que mostra

que as juntas soldadas têm em geral uma densidade semelhante nas duas zonas mostrando que não existe um

abaixamento significativo de espessura no cordão de soldadura. Esta semelhança nãos e encontra inicialmente em algumas

soldaduras, porque no início a base penetra mais, o que provoca um abaixamento da espessura que se traduz numa menor

absorção de radiação por parte do material.

Em algumas soldaduras nota-se um vazio inicial no centro do cordão. Este defeito está relacionado com o facto de

inicialmente, e após a indentação, não haver material para preencher esta zona devido ao material que sai da forma de

rebarba, no momento da indentação do pino. Outra das razões é o tempo de indentação que é insuficiente para que se

criem as condições de viscosidade, baixas o suficiente para que o material possa fluir de modo perfeito em torno do pino.

Além disso temos ainda o facto do arranque inicial ocorrer de modo quase instantâneo. À medida que o ensaio decorre, o

material atinge a temperatura óptima, o fluxo de material decorre correctamente e o vazio inicial passa a ser preenchido.

As irregularidades nas estrias, já relatadas na caracterização visual, são confirmadas nos ensaios radiográficos. O

cordão apresenta uma tonalidade diferente em algumas estrias indicando diferentes concentrações de material.

É possível ainda observar que os defeitos presentes nas soldaduras não são possíveis de detectar, à excepção

dos defeitos em volume, que aparecem como riscos de menor densidade nas radiografias. Os defeitos na raiz não são

visíveis, pois os raios – X detectam diferenças de densidade do material, e neste tipo de defeito não existe falta de material,

mas este está fortemente encostado. Assim, os raios – X, não conseguem detectar esta diferença.

4.4.3 – Análise Metalográfica

A análise metalográfica realizada nas amostras no MB e nas diferentes soldaduras em estudo, tem como objectivo

observar alterações induzidas no material em consequência das diferentes condições de soldadura. Quer-se ainda observar

as diferentes alterações morfológicas e metalúrgicas típicas, de cada diferente tipo de defeito. Assim, procedeu-se ao corte

transversal de amostras retiradas do material base e das chapas soldadas com diferentes parâmetros e à análise

macrográfica e micrográfica das amostras. A análise macrográfica tem como objectivo a caracterização da zona de ligação,

enquanto que com a análise micrográfica se obtém uma análise mais detalhada de determinadas zonas, de modo a poder

observar a morfologia do grão, alteração da presença de precipitados, assim como outros aspectos que serão discutidos em

mais detalhe. Devido à grande quantidade de cordões de soldadura utilizados no decorrer desta tese, vão apenas ser

apresentadas montagens macrográficas e micrográficas de alguns cordões exemplificativos de cada grupo de soldaduras

realizado. O procedimento para análise metalográfica encontra-se descrito no Anexo B.4.

Todas as amostras foram observadas num microscópio óptico, modelo Olympus CK40M, contrastadas com

reagente Keller, e a amostra levada ao MEV, foi ainda submetida a um banho de ouro, de modo a se tornar condutora.

A caracterização da estrutura metalográfica do material da liga AA2024 – T351, nas três secções de corte,

relativas à direcção da laminagem: i) longitudinal; ii) transversal; e iii) transversal-longitudinal, tem por objectivo conhecer a

variação da microestrutura ao longo dessas secções. Este estudo reveste-se de particular interesse, devido ao facto dessas

variações poderem ter implicações na fractura do material, quer devido à densidade e concentração de precipitados

presentes, quer também pela variação do tamanho de grão nas diferentes secções de corte.

44

4.4.3.1 – Resultados

As Figuras 4.12 a 4.21 representam as macrografias e micrografias obtidas do MB e de alguns cordões de

soldadura exemplificativos das condições que queremos estudar.

Figura 4.12 – Montagem esquemática a 3 dimensões da estrutura micrográfica do MB com micrografias a diferentes ampliações

Figura 4.13 – Macrografia e micrografias do cordão de SFL 10, sem defeitos (defeito tipo 0) após ensaio de flexão

45

Figura 4.14 – Macrografia e micrografias do cordão de SFL 11, sem defeitos (defeito tipo 0)

Figura 4.15 – Macrografia e micrografias do cordão de SFL 14, sem defeitos (defeito tipo 0)

46

Figura 4.16 – Macrografia e micrografias do cordão de SFL 19, com defeito na raiz (defeito tipo II)

Figura 4.17 – Macrografia e micrografias do cordão de SFL 20, com defeito na raiz (tipo II), após ensaio de flexão

47

Figura 4.18 – Macrografia e micrografias do cordão de SFL 26, com defeito na raiz (defeito tipo I)

Figura 4.19 - Macrografia e micrografias do cordão de SFL 38, com defeito em volume (defeito tipo III)

48

Figura 4.20 – Macrografia e micrografias do cordão de SFL 44, com defeito em volume (defeito tipo III)

Figura 4.21 – Detalhes micrográficos obtidos por microscopia electrónica de varrimento; a)Zona de interface entre o nugget e a ZATM;

b) Outra zona de interface entre o nugget e a ZATM; c)Pormenor de b); d) Grão e respectivo limite do MB

49

4.4.3.2 – Análise de Resultados

Iniciando a análise pelas micrografias do material base é possível constatar que este material apresenta uma

estrutura anisotrópica, com variação da microestrutura ao longo das três secções de corte. A compilação de vistas de topo,

longitudinal e transversal, formando uma imagem a 3 dimensões, torna visível um tipo de grão alongado, na direcção

longitudinal (direcção de laminagem), que se assemelha a um paralelepípedo. Esta forma de grão é característica do

processo de laminagem. É possível ainda observar nas macrografias dos cordões de soldadura, na zona do material base,

a maior deformação induzida nos grãos mais perto da superfície, tendo-se grãos de menor tamanho. A secção longitudinal é

a que apresenta maior predominância de precipitados e na secção transversal observa-se uma maior densidade de limites

de grão. Estas partículas de segunda fase são na sua maioria CuMgAl2, podendo também ocorrer a presença de CuMnAl20

ou Cu3FeAl7.

Observando e analisando agora as macrografias dos cordões podemos observar que nas secções transversais

dos cordões apresentados, todas as estruturas típicas da SFL estão presentes e são facilmente identificáveis. O nugget

apresenta-se com uma estrutura esbranquiçada, com uma cauda que se dirige para a periferia da base no lado em avanço.

É ainda observável a estrutura em camadas, não circulares (não sendo do tipo onion ring), devido à morfologia do pino. A

altura, largura e forma do mesmo variam ainda com o tipo de cordão em questão. Tendo como termo de comparação o tipo

de nugget obtido para os cordões de SFL sãos, no caso das soldaduras com defeito na raiz, o nugget tem uma altura

menor. No caso dos cordões que possuem defeitos em volume, o nugget tem uma menor largura e apresenta dois tipos de

estrutura recristalizada, devido ao refluxo de material.

A ZATM e a ZAC são também identificáveis com alguma facilidade, devido às diferenças de tonalidade que se

obtiveram com a contrastação. A ZATM apresenta-se com uma tonalidade mais escura, e por fazer fronteira com o nugget,

é possível observar e distinguir esta zona. Apesar da baixa ampliação é já possível ver os grãos deformados. A ZAC é a

estrutura que se segue à ZATM. Observa-se em todas as macrografias como uma zona já com um tipo de grão semelhante

ao MB, mas com uma tonalidade mais clara. Por fim, observa-se o material base, com as suas características já citadas.

Em relação aos tipos de defeito que queremos observar, só é possível ver o defeito na raiz do tipo kissing bond

(tipo II), e o defeito em volume (tipo II).

Seguidamente serão analisados os resultados da análise microestrutural realizada às amostras soldadas. Em

primeiro lugar analisar-se-á as características das amostras, de forma genérica, referenciando as zonas da soldadura com

estrutura semelhante em todas as amostras. Posteriormente será analisada de forma detalhada a zona de ligação de cada

amostra, analisando a qualidade das mesmas.

Para todos os ensaios que foram realizados, e como seria expectável, a estrutura no interior do nugget, zona de

recristalização dinâmica, tem um grão mais fino com as partículas de segunda fase de menor dimensão e com uma

distribuição granulométrica mais homogénea. Na ZAC, o grão aumenta ligeiramente de tamanho e perde um pouco da sua

forma alongada típica da operação de laminagem, tornando-se ligeiramente mais arredondado. Apesar de não se ter

conseguido auferir conclusões em relação ao tamanho dos precipitados, nota-se um aumento do tamanho dos mesmos.

Tendo em conta que a fractura nos ensaios de tracção das soldaduras sãs se dá nesta zona, que é nesta zona que se

obtêm menores durezas nos ensaios de durezas, e até num detalhe tão simples como a maior susceptibilidade à riscagem

que se dá durante o polimento das amostras, demonstra uma perda de propriedades mecânicas nesta zona. Esta

diminuição está provavelmente associada ao aumento exagerado do tamanho dos precipitados, ou redissolução dos

50

mesmos na matriz. A diminuição das propriedades mecânicas pode também estar associada ao aumento do tamanho de

grão, diminuindo a tensão de cedência, em consonância com a relação de Hall – Petch.

Em relação à ZATM, a deformação plástica sofrida pelos grãos é bem evidente nesta zona e nota-se

especialmente bem na fronteira com a zona recristalizada dinamicamente (nugget). Esta deformação sofrida a temperaturas

perto do recozimento, faz com que esta zona tenha características semelhantes à ZAC.

Em relação às características típicas de cada tipo de soldadura, observamos que o nugget tem uma largura média

ligeiramente superior ao diâmetro do pino.

As amostras com defeito na raiz, do tipo kissing bond, apresentam um nugget com menor altura, não abrangendo

toda a espessura das placas a soldar, e é rodeado por uma estrutura granular semelhante à ZATM, devido à deformação

plástica que foi induzida ao material por baixo do pino. A altura deste defeito é em média de 0,4mm, valor este que é

sensivelmente a diferença do comprimento do pino usado nas soldaduras sem defeitos e o comprimento nas soldaduras

com defeito tipo II. Neste tipo de defeito distingue-se facilmente uma zona em que as peças estão apenas encostadas, com

a superfície de interface ligeiramente deformada e outra zona ligeiramente deformada, onde apesar de já existir ligação, os

óxidos não chegaram a ser completamente desfeitos, encontrando-se acumulados no seu seguimento. Este defeito

desaparece à medida que se vai entrando no nugget. Em flexão, o cordão parte por essa zona, servindo esta como iniciador

de fenda, como se pode observar na Figura 4.17.

No caso das soldaduras sem defeito, em flexão, o inicio de fenda dá-se na ZAC, propagando-se através desta,

junto ao nugget.

No caso das soldaduras com defeito na raiz, do tipo I, observa-se apenas uma zona de óxidos descontínua na

zona de raiz do cordão, evidenciando o defeito que se pretendia.

No caso das soldaduras com defeito em volume, tipo III, foram evidenciados os mesmos, tal como já tinham sido

detectados nos ensaios radiográficos. Os defeitos aparecem no lado em avanço, por baixo do nugget, junto da fronteira com

a ZATM. Esta zona tem uma clara influência do pino no fluxo viscoplástico do material, que resulta até numa zona mais

escurecida com desenvolvimento paralelo à superfície inferior das placas, e que se dirige da interface com a ZATM, no lado

em avanço para o interior do nugget.

A forma do nugget também é diferente neste tipo de defeito, derivado da forma do pino que era diferente em cada

uma das soldaduras (ferramenta 5 e 7, respectivamente para a soldadura 38 e 44). Nota-se um claro refluxo de material,

devido às estrias no inicio de ambos pino. Este refluxo é devido à elevada pressão que as estrias aplicam no material em

fluxo viscoplástico, fazendo com que haja uma recristalização secundária do material. Ao contrário do material directamente

processado pelo pino, há uma recristalização secundária devido à elevada pressão no material que é empurrado contra a

placa de suporte, originando o tipo de nugget que se observa nas Figuras 4.19 e 4.20.

4.4.4 – Ensaios de Dureza

Os ensaios de dureza têm como objectivo medir a resistência à indentação quando se aplica uma determinada

carga no material. Este tipo de ensaio é bastante interessante pois permite fazer uma ligação entre as propriedades

metalúrgicas e as propriedades mecânicas das juntas soldadas, pois o seu valor é característico do ciclo termomecânico a

que o material esteve sujeito, e por sua vez é indicador de propriedades mecânicas relevantes, por exemplo, tensão

máxima ou de rotura do material.

51

Pretendeu-se, durante esta parte do trabalho, realizar um perfil de dureza Vickers ao longo da secção transversal

do material, desde o material de base de uma chapa até ao material de base da outra, passando pelas zonas afectadas

pelo calor da soldadura (ZAC e ZATM) e nugget, obtendo assim o perfil de durezas de SFL na liga AA2024-T351.

A amostra utilizada foi de um dos cordões com ausência de defeitos, e foi a mesma utilizada durante a análise

metalográfica (11_0). Nesta amostra realizaram-se medições, no centro da secção transversal, e a 0,5mm do topo e da

base, realizando indentações distanciadas de 1mm e com uma carga de 5 N. Os ensaios foram realizados segundo a norma

ISSO 6507-2 [43], encontrando-se o durómetro devidamente calibrado. O procedimento experimental encontra-se

apresentado no Anexo B.5.

4.4.4.1 – Resultados

Os resultados dos ensaios de dureza Vickers realizados na amostra de referência apresentam-se na forma de

gráfico que traça a evolução da dureza, na forma de perfil, desde o centro do nugget (origem) até ao material de base da

amostra, no centro, topo e base como se observa na Figura 4.22.

Figura 4.22 – Perfil de dureza Vickers num cordão de soldadura sem defeitos, do tipo 0 (11_0)

4.4.4.2 – Análise de Resultados

Da análise do gráfico apresentado anteriormente pode referir-se que:

A dureza do MB é maior na base e no topo, com cerca de 150 HV, do que no centro que tem um valor

medido médio de cerca de 140 HV, devido à maior deformação induzida nestas zonas pelo processo de

laminagem;

A dureza do nugget de determinada zona é sempre mais baixa do que no MB da mesma zona;

52

A dureza mais baixa em cada perfil localiza-se sempre no lado em retrocesso, na interface entre a ZAC

e a ZATM, devido a ser a zona mais quente, sem que haja recristalização dinâmica ou deformação do

grão;

Os maiores valores de dureza, no nugget, encontram-se na base e no topo. Uma possível justificação

para estas diferenças pode ser explicada pelos efeitos térmicos e mecânicos que ocorrem nas diferentes

zonas. No topo e no centro o efeito térmico (Temperatura máxima atingida) é maior. Já na base, o

escoamento de calor por condução para a base de suporte do cordão é maior, fazendo com que se dê

uma mais rápida recristalização, com um grão de menor tamanho. Ao nível do topo o processamento

mecânico introduzido pela base com estrias em espiral, deve ser responsável pelo valor de dureza mais

alto nas zonas do nugget. O centro ao receber uma quantidade de calor elevada e sem ser sujeita a

nenhum destes fenómenos tem assim, naturalmente, uma dureza mais baixa.

Deste modo, pode-se concluir que o cordão, em geral, apresenta sempre valores de dureza inferiores ao MB, com

valor mínimo na interface ZAC/ZATM do lado em avanço, o que preconiza, na ausência de defeitos, a fractura nos ensaios

de tracção, sob carga estática, terá maior apetência para ocorrer nesta zona. O mesmo já não é transponível para os

ensaios de fadiga, pois nesse caso os efeitos da concentração de tensões e tensões residuais são preponderantes.

4.4.5 – Ensaios de Tracção Uniaxial

Os ensaios de tracção foram realizados de modo a poder avaliar o desempenho estático, a nível de resistência

mecânica do material base, das juntas soldadas com e sem defeitos e posteriormente comparar os resultados obtidos em

todos os ensaios. Os ensaios foram realizados de acordo com as normas NP EN 10002 – 1 [44] e EN 895 [45].

Os ensaios de tracção foram realizados num equipamento da marca Instron, modelo 4507, apresentado na Figura

4.23 com uma célula de carga de 200kN e extensómetros bi-axiais de alta resolução. O procedimento experimental

encontra-se descrito no Anexo B.7. Todos os provetes de tracção foram retirados do terço final do cordão de soldadura.

Figura 4.23 – Equipamento usado para a realização dos ensaios de tracção: a) máquina de tracção;

b) pormenor dos extensómetros

53

4.4.5.1 – Resultados

Os resultados obtidos através dos ensaios de tracção permitirão obter valores de força (F) e a evolução da

distância entre as amarras (l) para cada provete ensaiado. Estes valores foram posteriormente convertidos em valores de

tensão nominal (S) e extensão nominal (e), através da Equação 4.1

Equação 4.1

Seguidamente, calcularam-se os valores de tensão verdadeira (σ) e de extensão verdadeira (ε) utilizando a

Equação 4.2

Equação 4.2

As curvas que se obtiveram através destas equações foram depois separadas nas suas componentes elásticas e

plástica e foram, respectivamente, aproximadas pelas leis de Hooke e de Ludwig de modo a obter estimativas dos valores

do módulo de Young (E), tensão de cedência a 0,2% (σ0,2) e tenacidade (Ten). Obteve-se também o valor da tensão de

rotura (σrot) e alongamento à rotura (A).

No Anexo D encontram-se apresentados os gráficos, dos quais se obtiveram os valores das propriedades citadas.

Estes mesmos valores são apresentados na Tabela 4.6 para as diferentes soldaduras, juntamente com as relações

ponderadas em relação às propriedades do MB. Os valores do MB são obtidos pela média dos valores obtidos em cada

ensaio válido (2 ensaios de 3 realizados).

Posteriormente mostrar-se-á o aspecto da fractura e do respectivo provete, de modo a se poder observar a zona

de fractura nas Figuras 3.24 a 3.27. Deste modo pode-se analisar a zona em que o provete fracturou, assim como o

respectivo aspecto e tipo de fractura. Finalmente, e para sintetizar a informação, encontram-se resumidos todos estes

aspectos na Tabela 4.6.

54

E [GPa] σ0.2 [MPa] σmax [MPa] A [%] Tenacidade [J/mm3]

MB 72,2 327,7 558,8 16,8 79.1

E

σ0.2 σmax

A

Ten

10_0 73,6 1,01 313,6 0,95 483,9 0,87 9,7 0,57 40,1 0,51

11_0 73,6 1,02 312,9 0,95 479,6 0,86 9,6 0,57 37,4 0,47

14_0 69,9 0,97 303,9 0,93 459,7 0,82 9,0 0,54 35,6 0,45

26_I 73,5 1,01 314,4 0,96 440,7 0,79 5,9 0,35 22,2 0,28

27_I 73,1 1,01 308,3 0,94 419,1 0,75 4,9 0,29 17,6 0,22

29_I 68,5 0,95 304,8 0,93 396,0 0,71 4,1 0,24 14,2 0,18

19_II 70,0 0,97 303,1 0,92 351,9 0,63 1,9 0,11 5,9 0,07

20_II 73,1 1,01 308,0 0,94 344,2 0,62 1,5 0,09 4,5 0,06

21_II 72,9 1 308,9 0,94 344,9 0,61 1,5 0,09 4,6 0,06

39_III 71,6 0,99 309,6 0,94 476,4 0,85 9,6 0,57 39,3 0,49

44.1_III 71,9 0,99 307,4 0,94 494,2 0,88 11,7 0,70 49,9 0,63

44.2_III 71,8 0,99 306,1 0,93 455,5 0,81 6,9 0,41 26,8 0,34

Tabela 4.6 – Compilação dos resultados obtidos nos ensaios estáticos de tracção uniaxial

Figura 4.24 – Ilustração dos provetes 10, 11 e 14 após ensaio de tracção uniaxial, realizado em amostras soldadas sem defeitos

(tipo 0); a) imagens da localização da fenda; b) aspecto da superfície de fractura

55

Figura 4.25 – Ilustração dos provetes 26, 27 e 29 após ensaio de tracção uniaxial, realizado em amostras soldadas com defeitos na raiz

(tipo I); a) imagens da localização da fenda; b) aspecto da superfície de fractura

Figura 4.26 – Ilustração dos provetes 19, 20 e 21 após ensaio de tracção uniaxial, realizado em amostras soldadas com defeitos na raiz

(tipo II); a) imagens da localização da fenda; b) aspecto da superfície de fractura

56

Figura 4.27 – Ilustração dos provetes 39 e dois provetes da SFL 44, após ensaio de tracção uniaxial, realizado em amostras soldadas

com defeitos em volume (tipo III); a) imagens da localização da fenda; b) aspecto da superfície de fractura

Grupos de

Ensaio

Localização do Início e

Desenvolvimento da Rotura Classificação da Rotura

10_0 Superfície superior do lado em retrocesso, em direcção à ZAC

Dúctil 11_0 Superfície superior do lado em avanço, em direcção à ZAC

14_0 Superfície superior do lado em retrocesso, em direcção à ZAC

26_I Início na raiz do cordão, evoluindo na zona do meio do cordão

Frágil por ligação deficiente.

(colapso)

27_I Início na raiz do cordão, evoluindo na zona do meio do cordão

29_I Início na raiz do cordão, evoluindo na zona do meio do cordão

19_II Início na raiz do cordão, evoluindo na zona do meio do cordão

20_II Início na raiz do cordão, evoluindo na zona do meio do cordão

21_II Início na raiz do cordão, evoluindo na zona do meio do cordão

39_III Superfície superior do lado em avanço, em direcção à ZAC Dúctil

44.1_III Superfície superior do lado em avanço, em direcção à ZAC

44.2_III Início na superfície e na raiz em direcção ao defeito central

Tabela 4.7 – Compilação das características das superfícies e classificação do tipo rotura obtidos

4.4.5.2 - Análise de Resultados

Sendo relativamente complexo obter uma conclusão face à qualidade da soldadura e a influência total de cada

defeito na qualidade da mesma, visto que são analisados cinco parâmetros distintos em cada ensaio foi aplicado um critério

57

de análise desenvolvido por Vilaça, P [4], denominado por factor de Eficiência Global de Resistência Estática á Tracção

(EGRET), definido através da Equação 4.3.

Equação 4.3

Em que:

Ei; σ 0,2i; σmáxi; Ai; Teni – Propriedades mecânicas da junta soldada no ensaio i;

EMB; σ 0,2MB; σmáxMB; AMB; TenMB – Propriedades mecânicas do MB;

CE; Cσ 0,2; Cσ máx; CA; CTen – Constantes correspondentes aos coeficientes de ponderação atribuidos a

cada uma das cinco propriedades mecânicas que intervêm no factor EGRET.

Este factor tem como objectivo avaliar o nível global de qualidade do cordão numa escala percentual, tendo como

base de comparação os ensaios de tracção do MB, ponderada através de pesos (coeficientes de ponderação), ilustrados na

Tabela 4.8, cujos valores definem o grau de importância das diversas propriedades.

CE Cσ 0,2 Cσ máx CA CTen

0,05 0,28 0,33 0,11 0,23

Tabela 4.8 – Coeficientes de ponderação para cada uma das propriedades mecânicas compiladas no factor EGRET

Os pesos que são atribuídos a cada uma das cinco características físicas, determinadas no ensaio de tracção,

resultam de um esforço no estabelecimento de um critério de análise global, fundamental na estruturação de uma decisão, e

expressam uma relação de importância, que sendo da total responsabilidade do autor, resultam da sua experiência

acumulada no projecto e caracterização de juntas soldadas. Convém notar que estes valores de ponderação são atribuídos

tendo em conta a possível aplicação das juntas soldadas, e que mediante o tipo de utilização, se pode optar por atribuir

diferentes valores aos mesmos.

Para tal definiu-se, através da Equação 4.4, que o somatório dos coeficientes considerados é igual à unidade:

Equação 4.4

Na atribuição dos valores de cada um dos coeficientes, considerou-se ainda que os relativos às componentes do

domínio elástico (CE e Cσ0,2), plástico (Cσmáx) e ductilidade do material (CA e CTen), teriam valores semelhantes tal como é

demonstrado na Equação 4.5.

Equação 4.5

58

Figura 4.28 – Gráfico comparativo das diversas propriedades mecânicas em relação ao material base, obtidas nos ensaios realizados

Figura 4.29 – Factor EGRET obtido para os ensaios realizados

Figura 4.30 – Relação normalizada entre as propriedades do material base e cada tipo de soldadura, através da média de valores do

gráfico da figura 4.28

59

Figura 4.31 – Factor EGET para cada grupo de soldadura através da média de valores do gráfico da Figura 4.29

Da análise das figuras e tabelas anteriores é possível observar que em nenhum dos casos se verificou uma

sensibilidade à existência de rebarba ou mesmo ao entalhe no lado em avanço, nem no lado em retrocesso.

Nas soldaduras sem defeito a fractura dá-se sempre na ZAC, tendo maior tendência a ocorrer no lado em

retrocesso, mas sendo observada, no caso da SFL 11_0, no lado em avanço. A fractura ocorre de forma dúctil, propagando-

se em planos de 45º, a partir da superfície superior, na extremidade da largura do cordão.

Nos ensaios de provetes com defeito na raiz (tipo I e II) a rotura deu-se sempre na zona da raiz mostrando que

esta zona tem piores propriedades, ocorrendo sempre a nucleação de fenda nessa zona, que depois se propaga,

verificando-se posteriormente uma fractura frágil por diminuição de secção resistente, havendo por isso uma diminuição da

ductilidade e tenacidade da junta, evidenciando uma má qualidade da ligação.

Os cordões com defeito em volume, aparentam boas propriedades neste tipo de ensaio estático, obtendo

resultados, quer no factor EGRET, quer na relação normalizada, de boa qualidade.

4.4.6 – Ensaios de Flexão

Através deste tipo de ensaio pretende-se comparar o desempenho estático das juntas soldadas com os diferentes

parâmetros operatórios, quando sujeitas a um momento flector. Os ensaios foram realizados segundo a norma NP EN 910

[46] e consistiram em submeter à tracção a raiz do cordão.

O cordão de soldadura, no caso dos provetes de soldaduras, encontra-se colocado a meio da zona útil do mesmo

e foram retirados do 1º terço das juntas soldadas.

Do procedimento de ensaio que se seguiu para a realização dos ensaios de flexão em 3 pontos, com a zona da

raiz à tracção convém salientar que em todos os provetes, as arestas sofreram um processo de abrasão mecânica, com

objectivo de eliminar arestas vivas, esmerilando estas zonas e passando posteriormente uma lixa de granulometria 240,

tendo especial cuidado com o lado sujeito a tracção, na zona útil do ensaio.

O diâmetro do indentador cilíndrico foi de 10mm e a distância entre apoios foi de 32mm, valor aconselhado na

norma para uma espessura de 4mm.

Os ensaios de flexão foram realizados num equipamento de marca Instron, modelo 5566, ilustrado na figura 4.32,

com célula de carga de 10kN. A velocidade a que se realizaram todos os ensaios foi de 5mm/min. O procedimento

experimental seguido encontra-se descrito no Anexo B.6.

60

Figura 4.32 – Ilustração do ensaio de flexão. a) Setup laboratorial; b) Amarras de flexão em 3 pontos

4.4.6.1 – Concepção de Equipamento de Ensaios de Flexão

Numa perspectiva de contribuir para o desenvolvimento do equipamento existente na STM, foi durante este

trabalho executada a criação de um componente que permite a realização de ensaios de flexão em 3 pontos. Este

equipamento consiste num engenho que permite fazer ensaios segundo a norma NP EN910, provetes de diversas

espessuras. Na Figura 4.33 está esquematizado o equipamento e como este está relacionada com a norma.

Figura 4.33 – Equipamento de flexão. a) Esquema da relação entre parâmetros; b) Desenho a 3D

A norma indica-nos que temos de satisfazer a seguinte condição:

D + 2a < L < D +3a

Na Figura 4.33 a), observa-se um esquema semelhante ao da norma, permitindo perceber a nomenclatura

utilizada. Era assim necessário criar um aparelho que, com um cilindro indentador de diâmetro D, fixo, permitisse ensaiar

diversos tipos de chapas com diferentes espessuras. Criou-se assim um aparelho que permitisse mover os dois cilindros de

raio R, afastando-os entre si, de modo a variar o comprimento de L.

61

Este aparelho é constituído por uma base (1), sobre a qual deslizam duas bases móveis (2). A cada uma destas

bases móveis estão soldadas duas flanges (3), que suportam um cilindro (4). Cada uma destas peças, pode ser movida

paralelamente ao comprimento da base, tendo apenas um grau de liberdade, constrangida pelo conjunto porca/parafuso (5),

e pela forma da base móvel. A ilustração desta máquina é possível de observar na figura 4.33.b). O desenho técnico deste

componente pode ser encontrado no Anexo A.3.

É de notar que quando as flanges (3) e bases móveis (2), estão encostadas, L = D = 10mm, permitindo facilmente

prever que a distancia que a distância que é necessário mover cada peça da máquina, segundo a norma varia entre a e

1,5a.

4.4.6.2 – Resultados

Na próxima sequência de figuras e tabelas sintetizaremos os resultados obtidos nos ensaios de flexão. É de notar

que neste ensaio também se testou o material base no sentido paralelo à direcção de laminagem.

Provete F, Carga

Máxima(N)

ε, Deslocamento

à Carga Máxima

(mm)

θ, Ângulo à

Carga

Máxima (º)

E,Energia

necessária à

fractura (J)

Zona e tipo de

fractura

MB_PA 7100,57 7,81 70 46,132

Fractura dúctil MB_1 6927,98 6,74 63 37,936

MB_2 6928,21 6,59 61,5 37,948

MBméd 6928,10 6,67 62,42 37,942

F ε θ E

10_0 6592,23 0,95 4,49 0,67 44,4 0,71 22,13 0,58 Fractura dúctil. Inicio da

fissura no lado em

retrocesso

11_0 6148,21 0,89 4,38 0,66 43,4 0,70 20,48 0,54

14_0 6042,37 0,87 4,22 0,63 42 0,67 19,51 0,51

26_I 5060,47 0,73 2,59 0,39 26,5 0,42 12,67 0,33 Fractura dúctil. Inicio de

fissura na raiz do cordão e

propagação.

27_I 4992,90 0,72 2,19 0,33 22,5 0,36 11,15 0,29

29_I 4831,72 0,70 2,35 0,35 24,1 0,39 11,55 0,30

19_II 4434,03 0,64 1,8 0,27 18,59 0,30 8,11 0,21 Fractura dúctil. Inicio de

fissura na raiz do cordão e

propagação.

20_II 4008,06 0,58 1,62 0,24 16,76 0,27 7,38 0,19

21_II 4123,03 0,60 1,84 0,28 19 0,30 7,59 0,20

39_III 5661,90 0,82 2,96 0,44 30,13 0,48 12,51 0,33 Fractura dúctil. Inicio de

fissura no lado em avanço

em direcção á ZAC

44.1_III 6260,49 0,90 4,57 0,68 45,13 0,72 22,84 0,60

44.2_III 6284,17 0,91 4,43 0,66 43,88 0,70 22,22 0,59

44.3_III 6411,14 0,93 4,7 0,70 46,28 0,74 22,89 0,60

Tabela 4.9 – Compilação dos resultados obtidos nos ensaios de flexão

62

Figura 4.34 – Ilustração dos gráficos de Força – Deslocamento para os ensaios de flexão: a) MB;

b) Cordões de soldadura isentos de defeitos

Figura 4.35 – Ilustração dos gráficos de Força – Deslocamento para os ensaios de flexão: a) cordões com defeito na raiz do tipo I; b)

cordões com defeito na raiz do tipo II

Figura 4.36 – Ilustração do gráfico de Força – Deslocamento para o ensaio de flexão de cordões de soldadura

com defeito do tipo III

63

Figura 4.37 – Ilustração com um gráfico de Força - Deslocamento comparativo de cada tipo de ensaio realizado

4.4.6.3 – Análise de Resultados

Sendo relativamente complexo obter uma conclusão face à qualidade da soldadura e a influência total de cada

defeito na qualidade da mesma, visto que são analisados quatro parâmetros, cada ensaio foi aplicado um critério de análise,

denominado por factor de Eficiência Global de Resistência Estática á Flexão (EGREF), definido através da Equação 4.6:

Equação 4.6

Em que:

Fi, εi e Ei – Propriedades mecânicas da junta soldada no ensaio i;

FMB, εMB e EMB – Propriedades mecânicas do MB;

CF, Cε e CE – Constantes correspondentes aos coeficientes de ponderação atribuidos a cada uma das

três propriedades mecânicas que intervêm no factor EGREF.

Este factor tem como objectivo avaliar o nível de qualidade do cordão numa escala percentual, tendo como base

de comparação os ensaios de flexão do MB, ponderada através de pesos (coeficientes de ponderação), ilustrados na tabela

4.10, cujos valores definem o grau de importância das diversas propriedades obtidas.

CF Cε CE

0,25 0,25 0,5

Tabela 4.10 – Coeficientes de ponderação para cada uma das propriedades mecânicas compiladas no factor EGREF

64

Os pesos que são atribuídos a cada uma das três características físicas, determinadas no ensaio de flexão,

resultam de um esforço no estabelecimento de um critério de análise global, fundamental na estruturação de uma decisão,

resultam da sua experiência acumulada no projecto e caracterização de juntas soldadas. Convém notar que estes valores

de ponderação são atribuídos tendo em conta a possível aplicação das juntas soldadas, e que mediante o tipo de utilização,

se pode optar por atribuir diferentes valores aos mesmos. Para tal definiu-se através da Equação 4.7 que o somatório dos

coeficientes considerados é igual à unidade:

Equação 4.7

Figura 4.38 – Gráfico comparativo das diversas propriedades mecânicas em relação ao material base, obtidas nos ensaios realizados

Figura 4.39 – Factor EGREF obtido para os ensaios realizados

65

Figura 4.40 – Factor EGREF para cada grupo de soldadura

Através da análise visual dos provetes ensaiados, assim como da análise das Figuras 4.34 a 4.40 e da Tabela 4.9,

que sintetiza todos os resultados obtidos nos ensaios de flexão é possível tecer alguns comentários, que comparam o

desempenho dos diversos tipos de soldadura em questão.

O MB, como seria de esperar, apresenta os melhores resultados nestes ensaios. As forças máximas obtidas nos

dois tipos de MB, são muito semelhantes. O provete com o sentido de laminagem perpendicular, obteve melhores

resultados, com um maior deslocamento, tendo assim uma maior capacidade de absorver energia à flexão.

No caso das soldaduras sem defeitos (tipo 0), o comportamento é semelhante. Neste caso temos um menor

deslocamento, o que leva a que se obtenha menores capacidades. A fractura é frágil, e dá-se sempre no lado em

retrocesso, como se vê pela queda de força abrupta nos gráficos.

Nas soldaduras com defeito na raiz (tipo I), já obtemos um comportamento diferente. Após ser atingida a força

máxima, o material cede, e cria uma fenda na raiz. Esta fenda propaga-se depois por toda a largura do material, havendo

uma diminuição da força, à medida que a fenda vai aumentando no sentido da espessura. Neste caso não existe fractura

frágil, mas sim uma propagação constante da fissura, que ocorre a forças bastante baixas.

Nas soldaduras com defeito na raiz (tipo II), o comportamento é muito semelhante ao que se citou no grupo

anterior. Temos o mesmo tipo de comportamento, contudo a força máxima é menor e o deslocamento á qual esta se dá

também o é. Este efeito provem essencialmente do facto, do defeito existente na raiz do cordão ser de maior dimensão, o

que leva a que seja necessário aplicar uma menor força para que se dê a fractura inicial, proveniente do defeito na raiz. A

propagação de fenda ocorre de maneira semelhante, sendo necessária uma força muito baixa para que esta se vá

continuando a propagar pelo material.

Por fim, nas soldaduras com defeito em volume (tipo III), os valores de força são semelhantes aos que ocorrem

nas soldaduras sem defeitos. A fractura ocorre, de forma geral, no lado em avanço, ao invés de ocorrer no lado em

retrocesso, como se verifica nas soldaduras sem defeito. Na SFL 39_III, propagação de fenda ocorre inclusive a partir do

defeito em volume.

4.4.7 – Ensaios de Fadiga

Neste trabalho os ensaios de fadiga realizaram-se com o objectivo de comparar a resistência à fadiga do material

de base com o desempenho das juntas soldadas sãs e com defeitos. Todos os provetes, retirados da zona central do

66

cordão de soldadura, sofreram um leve afagamento das arestas e das imperfeições induzidas pela fresa no decorrer do seu

fabrico.

Os ensaios foram realizados num equipamento Instron, modelo 8874, devidamente calibrado, equipado com uma

célula de carga de 25kN, com R=0,1. O procedimento experimental para a realização dos ensaios encontra-se descrito no

Anexo B.8.

A amostragem utilizou os mesmos critérios utilizados anteriormente. As 5 diferentes condições analisadas foram:

i. Material Base;

ii. Cordões de soldadura sem defeitos (defeito tipo 0);

iii. Cordões de soldadura com defeito na raiz com presença de partículas de 2ª fase e óxidos (defeito tipo I);

iv. Cordões de soldadura com defeito na raiz, tipo kissing bond (defeito tipo II);

v. Cordões de soldadura com vazios internos no lado em avanço (defeito tipo III).

4.4.7.1 – Resultados

Dos ensaios realizados, nas condições de tensão alternada (σa), a tensão máxima (σmáx) e frequências definidas,

foi possível obter-se o número de ciclos necessários à fractura. Estes resultados, e os parâmetros utlizados no ensaio de

cada provete, assim como a observação relativa à ocorrência, ou não, de fractura encontram-se registados nas Tabelas

4.11 a 4.15.

Provete σa [MPa] σmáx [MPa] Frequência [Hz] Nº de Ciclos Observação

1 202,5 247,5 8 9649

Válido (fracturou)

2 168,75 206,25 8 19979

3 157,5 192,5 10 24488

4 123,75 151,25 8 72581

5 101,25 123,75 8 70099

6 101,25 123,75 8 203219

7 90 110 12 306406

8 90 110 12 302000

9 84,375 103,125 14 2639512 Válido (não fracturou)

Tabela 4.11 – Resultados obtidos nos ensaios de fadiga do MB

Provete σa [MPa] σmáx [MPa] Frequência [Hz] Nº de Ciclos Observação

1 137,8125 306,25 4 30700

Válido (fracturou)

2 112,5 250 5 63043

7 106,875 237,5 8 141768

3 101,25 225 5,5 102426

6 95,625 212,5 8 140666

4 78,75 175 10 4353993 Válido (não fracturou)

5 90 200 10 1902000

Tabela 4.12 – Resultados obtidos nos ensaios de fadiga dos cordões de soldadura sem defeito (defeito tipo 0)

67

Provete σa [MPa] σmáx [MPa] Frequência [Hz] Nº de Ciclos Observação

1 140,625 312,5 2 217 Não válido (fracturou)

2 135 300 2 33630 Não válido (erro)

3 112,5 250 2,8 9909

Válido (fracturou)

4 101,25 225 3,2 22313

5 56,25 125 6 105716

7 78,75 175 4 56045

8 140,625 312,5 2 3247

6 28,125 62,5 14 2500000 Válido (não fracturou)

Tabela 4.13 – Resultados obtidos nos ensaios de fadiga dos cordões de soldadura com defeito na raiz (defeito tipo I)

Provete σa [MPa] σmáx [MPa] Frequência [Hz] Nº de Ciclos Observação

1 129,375 287,5 2 893 Não Válido (erro)

2 123,75 275 2 1657

Válido (fracturou)

3 112,5 250 2,4 3988

4 56,25 125 5 37554

5 47,8125 106,25 5 75558

6 28,125 62,5 10 685672

7 84,375 187,5 4,5 8437

8 22,5 50 15 899077

9 11,25 25 18 3000000 Válido (não fracturou)

Tabela 4.14 – Resultados obtidos nos ensaios de fadiga dos cordões de soldadura com defeito na raiz (defeito tipo II)

Provete σa [MPa] σmáx [MPa] Frequência [Hz] Nº de Ciclos Observação

1 140,625 312,5 2 19921

Válido (fracturou) 2 101,25 225 4 16695

3 78,75 175 4,5 158093

4 56,25 125 6 144847

5 39,375 87,5 8 2080000 Válido (não fracturou)

Tabela 4.15 – Resultados obtidos nos ensaios de fadiga dos cordões de soldadura com defeito em volume (defeito tipo III)

Através dos resultados obtidos registados nas Tabelas 4.11 a 4.15, relativas ao número de ciclos necessários à

ocorrência da fractura nos provetes, para uma determinada tensão alternada, será agora apresentado o gráfico, na Figura

4.41 relativo ao tratamento dos resultados, expressos através das curvas S-N.

68

Figura 4.41 – Comparação das curvas S-N para o material de base da liga de alumínio AA2024 – T351, juntas soldadas sem defeitos e

com defeitos

Obteve-se posteriormente um gráfico que compara a eficiência das juntas soldadas a diferentes tensões

alternadas, a partir da Equação 4.8, obtida a partir das equações das rectas da figura 4.41

Equação 4.8

Figura 4.42 – Gráfico de eficiência dos diversos tipos de soldadura para uma determinada tensão em comparação com o MB

69

Figura 4.43 – Eficiência de cada tipo de cordão em vida infinita em comparação com o MB

A Figura 4.43, representa a eficiência das juntas soldadas em relação ao material base, no que diz respeito à

tensão alternada à qual ocorre vida infinita.

4.4.7.2 – Análise das Superfícies de Fractura

De seguida serão apresentados os resultados relativos à análise visual dos provetes soldados, após os ensaios de

fadiga (Figuras 4.44 a 4.47). Esta análise pretende, por um lado, identificar a zona do material onde ocorreu a fractura, e por

outro, analisar os pontos de iniciação e o seu modo de propagação. Dado o número de ensaios realizados, esta análise têm

um carácter representativo. Serão mostradas as superfícies de fractura de todos os provetes, porém o provete que se

observa inteiro no topo das ilustrações será apenas uma amostra representativa.

Figura 4.44 – Ilustração de provetes de fadiga de soldaduras sem defeito (tipo 0) e das superfícies de fractura;

a)Ilustração de um provete completo; b) provete 1; c) provete 2; d) provete 3; e) provete 6; f) provete 7

70

Figura 4.45 – Ilustração de provetes de fadiga de soldaduras com defeito na raiz (tipo I) e das superfícies de fractura;

a)Ilustração de um provete completo; b) provete 3; c) provete 4; d) provete 5; e) provete 7; f) provete 8

Figura 4.46 – Ilustração de provetes de fadiga de soldaduras com defeito na raiz (tipo II) e das superfícies de fractura;

a)Ilustração de um provete completo; b) provete 2; c) provete 3; d) provete 4; e) provete 5; f) provete 6; g) provete 7; h) provete 8

71

Figura 4.47 – Ilustração de provetes de fadiga de soldaduras com defeito em volume (tipo III) e das superfícies de fractura;

a)Ilustração de um provete completo; b) provete 1; c) provete 2; d) provete 3; e) provete 4

Após a caracterização visual da superfície de fractura dos provetes, apresentam-se as Tabelas 4.16 a 4.19, que

pretendem sintetizar, individualmente para cada provete ensaiado que fracturou, os principais aspectos observados. Entre

esses aspectos refere-se a localização da fractura, relativamente às diferentes zonas da soldadura, a identificação do

número de locais de iniciação da fenda, bem como o modo de propagação ao longo da espessura.

Provete Localização da Nucleação e Propagação da Fenda

1 Fenda no lado em avanço do cordão. Dois pontos de iniciação, na superfície superior do cordão.

Propagação reduzida numa das fendas e até meia espessura, na maior.

2 Fenda no lado em avanço do cordão. Iniciação da fenda na superfície superior do cordão e propagação até

meia espessura

3 Fenda no lado em avanço do cordão. Iniciação da fenda na superfície superior do cordão e propagação até

meia espessura

6 Fenda no lado em avanço do cordão. Dois pontos de iniciação, na superfície superior do cordão.

Propagação reduzida numa das fendas e até raiz do cordão, na maior.

7 Fenda no lado em avanço do cordão. Iniciação da fenda no centro do cordão e propagação nos dois

sentidos.

Tabela 4.16 – Análise da localização e modo de propagação da fenda nos provetes soldados sem defeitos (tipo 0)

72

Provete Localização da Nucleação e Propagação da Fenda

3 Fenda no centro do cordão. Iniciação na raiz do cordão, na zona lateral do provete e propagação até um

pouco mais que meia espessura.

4 Fenda no centro do cordão. Iniciação na raiz do cordão e propagação ate perto da superfície do provete.

5 Fenda no centro do cordão. Iniciação na raiz do cordão e propagação até à superfície do provete.

7 Fenda no centro do cordão. Iniciação na raiz do cordão e propagação até à superfície do provete.

8 Fenda no centro do cordão. Iniciação na raiz do cordão. Propagação reduzida na espessura, mas ao longo

de toda a largura do provete.

Tabela 4.17 – Análise da localização e modo de propagação da fenda nos provetes soldados com defeito na raiz (tipo I)

Provete Localização da Nucleação e Propagação da Fenda

2 Fenda no centro do cordão. Iniciação na raiz do cordão com propagação reduzida em toda a largura do

provete.

3 Fenda no centro do cordão. Iniciação na raiz do cordão em toda a largura do provete.

4 Fenda no centro do cordão. Iniciação na raiz do cordão e propagação até à superfície.

5 Fenda no centro do cordão. Iniciação na raiz do cordão e propagação até à superfície.

6 Fenda no centro do cordão. Iniciação na raiz do cordão e propagação até à superfície em quase toda a área

do provete.

7 Fenda no centro do cordão. Iniciação na raiz do cordão e propagação até à superfície em quase toda a área

do provete.

8 Fenda no centro do cordão. Iniciação na raiz do cordão e propagação até à superfície em quase toda a área

do provete.

Tabela 4.18 – Análise da localização e modo de propagação da fenda nos provetes soldados com defeito na raiz (tipo II)

Provete Localização da Nucleação e Propagação da Fenda

1 Fenda no lado em avanço do cordão. Iniciação no defeito e propagação nos dois sentidos, atingindo a raiz, na

direcção da espessura em toda a largura do provete.

2 Fenda no lado em avanço do cordão. Iniciação no defeito e propagação nos dois sentidos na direcção da

espessura, atingindo a raiz, em toda a largura do provete.

3 Fenda no lado em avanço do cordão. Iniciação no defeito e propagação nos dois sentidos, atingindo a raiz e a

superfície na direcção da espessura.

4 Fenda no lado em avanço do cordão. Iniciação no centro do provete, não acontecendo no defeito e

propagando-se até à superfície.

Tabela 4.19 – Análise da localização e modo de propagação da fenda nos provetes soldados com defeito em volume (tipo III)

73

4.4.7.3 – Caracterização das Superfícies de Fractura por MEV

De modo a permitir analisar em profundidade a morfologia da iniciação e propagação da fractura dos provetes

submetidos a ensaios de fadiga, com diferentes tensões alternadas, caracterizaram-se as amostras através de MEV. Os

resultados apresentados nas Figuras 4.48 a 4.52 visam caracterizar genericamente o modo de propagação da fenda.

Figura 4.48 – Fractografias de um provete de fadiga do MB; a) superfície de iniciação e propagação de fenda (100x); b) pormenor da zona

de propagação evidenciando estriação (1000x); c) estriação (500x); d) pormenor de c) (5000x); e) zona de rotura (500x); f) pormenor dos

dimples típicos de fractura dúctil (5000x)

2

Figura 4.49 – Fractografias de um provete de fadiga de juntas soldadas sem defeitos; a) zona de propagação de fenda (100x); b)zona de

fractura de fadiga mostrando estriação (1000x); c) pormenor da zona de iniciação de fenda; d) pormenor de c) (5000x); e) zona de rotura

final apresentando dimples (500x); f) pormenor de e) (5000x)

74

Figura 4.50 – Fractografias de um provete de fadiga de juntas soldadas com defeito na raiz (tipo I): a) zona de iniciação de fenda (100x);

b) pormenor de a) evidenciando a camada de óxidos típica do defeito tipo I (100x); c) zona de propagação de fenda (1000x); d) zona de

propagação de fenda evidenciando estrias de fadiga (5000x); e) zona de rotura evidenciando dimples (1000X); f) pormenor de e) (5000x)

Figura 4.51 – Fractografias de um provete de fadiga de juntas soldadas com defeito na raiz (tipo II): a) zona de iniciação e propagação de

fenda (100x); b) pormenor do defeito (1000x); c) Zona de rotura evidenciando dimples (1000x); d) pormenor dos dimples (5000x)

75

Figura 4.52 – Fractografias de um provete de fadiga de juntas soldadas com defeito em volume (tipo III): a) zona de iniciação e

propagação de fenda a partir do defeito em volume (50x); b) pormenor do defeito (200x); c)zona de propagação de fenda (1000x); d) Zona

de rotura onde se observam ainda estrias de fadiga (1000x); e) Pormenor de d) evidenciando dimples (3000x)

4.4.7.4 – Análise de Resultados

Analisando inicialmente os resultados das fractografias tiradas através de MEV podem ser relacionados resultados

com a teoria da fractura.

Através dos resultados obtidos verifica-se que a fractura ocorre com três fases diferentes de propagação: i) zona

de iniciação da fenda; ii) zona de propagação da fenda, ilustrada através da presença de estrias de fadiga; iii) zona de

rotura final, com presença de dimples característicos de um modo de rotura dúctil, decorrendo da fractura rápida, associado

a sobrecarga do material. No caso dos provetes com defeito na raiz (tipo I e tipo II ) existe uma zona que precede a zona de

iniciação e que se trata de uma zona onde o material esta fracamente ligado.

A zona de iniciação de fractura no MB, está associada a uma aresta do provete, e iniciou a propagação através de

uma descontinuidade. Na zona de iniciação de fenda nota-se a presença de planos de clivagem. Esta zona é pequena pois

os provetes que foram observados correspondem a provetes em que foi aplicado uma tensão alternada elevada. Após

atingir uma determinada dimensão, da ordem de alguns tamanhos de grão, a fenda sofre uma inflexão e passa a propagar-

se perpendicularmente à tensão principal máxima iniciando-se a zona de propagação (fase ii).

Nas soldaduras sem defeitos a iniciação de fenda, acontece nas irregularidades da superfície, mais

concretamente nas estrias, observando-se os planos de clivagem típicos. No caso das soldaduras com defeitos na raiz, a

iniciação de fenda dá-se nestes defeitos podendo-se notar a zona de iniciação de fenda, e posterior inflexão dando-se inicio

à zona de propagação. Já nas soldaduras com defeitos em volume a iniciação de fenda acontece no defeito, em ambos os

lados do mesmo e propaga-se simultaneamente no sentido da raiz e no sentido da superfície.

Posteriormente há uma mudança de direcção da propagação e inicia-se a zona de propagação de fenda. Esta

zona é caracterizada pela presença de estrias de fadiga, e cada estria resulta de um ciclo de carga e marca a posição da

76

frente de fenda no momento em que a estria se formou. A fenda pode-se propagar em diferentes planaltos, com alturas

distintas.

Em todos os tipos de soldaduras e no MB, se nota a estriação típica desta zona. As estriações de fadiga apontam,

na direcção de propagação de fenda e tendem a alinhar-se perpendicularmente à principal direcção de propagação de

fenda macroscópica.

A zona terminal, é uma zona onde os mecanismos de propagação de fenda típicos de uma fractura de fadiga são

progressivamente substituídos por modos de fractura estática. A velocidade de crescimento de fenda aumenta durante esta

fase, até que a fractura por fadiga se torna instável e o provete cede. Devido à microestrutura e às tensões alternadas

aplicadas nos provetes observados, temos presente uma rotura dúctil. Este processo é conhecido por coalescência de

microcavidades. Estas microcavidades iniciam-se em regiões com deformações descontínuas, associadas com partículas

de segunda fase, inclusões, e empilhamentos de deslocações. À medida que a deformação no material aumenta, as

microcavidades coalescem e eventualmente formam superfície de fractura contínua. Este tipo de fractura caracteriza-se por

formar depressões que se assemelham a pequenos “copos” e são conhecidos por dimples. No caso do material base é

observável que estes se formam maioritariamente a partir das partículas de segunda fase e pelos limites de grão,

observando-se dimples com diversos tamanhos, e com partículas de segunda fase no seu interior. Em relação às

soldaduras sem defeito, a zona de rotura dá-se na ZAC, no lado em avanço, observando-se dimples com um tamanho

ligeiramente maior, e com menos partículas de segunda fase a terem um papel importante. Este era um resultado esperado

visto que nesta zona há coalescência e/ou dissolução de precipitados. No caso das soldaduras com defeito na raiz a

fractura dá-se na zona do nugget. Os dimples apresentam-se por isso de menor dimensão, devido a terem sido formados a

partir dos grãos do nugget que recristalizaram dinamicamente, e sem partículas de segunda fase. Finalmente nas

soldaduras com defeito em volume o colapso dá-se na ZAC do lado em avanço, observando-se dimples com uma forma

semelhante aos das soldaduras sem defeitos, observando-se ainda alguma estriação típica de fractura típica de fadiga.

Analisando, através dos ensaios realizados, da análise visual e MEV nos provetes fracturados e do traçado das

curvas S-N para cada uma das situações analisada, permite relatar os aspectos que seguidamente serão apresentados.

Em relação ao comportamento à fadiga do MB existe uma grande proximidade entre os resultados obtidos e os

resultados de outros autores [26].

Os ensaios que foram realizados em provetes soldados, tal como os com defeitos tipo I e tipo II, fracturam todos a

partir da raiz do cordão como se pode observar pelas superfícies de fractura apresentadas. Este resultado mostra como os

defeitos na raiz tipo kissing bond e acumulação de óxidos e partículas de 2ª fase têm um papel preponderante na nucleação

de fenda, fracturando precocemente, devido à fraca ligação que existe na raiz destes cordões. As curvas S-N demonstram

isso mesmo, mostrando que a resistência à fadiga é bastante inferior nestes casos, sendo o kissing bond o defeito mais

crítico de todos os estudados neste trabalho, seguido do outro tipo de defeito na raiz que tem uma curva S-N com um

declive semelhante, mas com maior resistência à fadiga.

No caso dos ensaios com defeito em volume, a iniciação da fenda dá-se a partir desta zona. Este defeito mostra-

se assim comprometedor do desempenho á fadiga das juntas soldadas. Contudo, no cômputo geral, a gravidade deste

defeito mostra-se menor do que os defeitos na raiz, obtendo uma melhor curva S-N, e portanto um melhor desempenho à

fadiga.

Naturalmente, as soldaduras sem defeitos são as que apresentam os melhores resultados, superiorizando-se a

todos os outros conjuntos de juntas soldadas. A iniciação de fenda dá-se a partir das irregularidades à superfície,

provenientes das estrias, no lado em avanço. Esta zona devido ao fluxo de material, à volta do pino, cria uma zona que se

77

revela crítica nos ensaios dinâmicos, contrariamente aos resultados dos ensaios estáticos onde a fractura se dá

maioritariamente no lado em retrocesso. Este é também o único grupo onde se observa em alguns provetes mais do que

um local de iniciação de fenda.

Em relação às superfícies de fractura, de um modo geral, estas são maiores nas zonas com amplitudes de tensão

mais elevadas e evidenciam uma zona de iniciação e uma área de propagação bastante pequena, sendo a maior área de

superfície correspondente à fractura dúctil decorrente da sobrecarga. Contrariamente, no caso de amplitudes de tensão

mais baixas a zona de iniciação e de propagação tem uma dimensão superior, e área correspondente à fractura dúctil

apresenta uma área menor.

78

5 – Conclusões e Propostas para Desenvolvimento

Futuro

5.1 – Conclusões

As principais conclusões que podemos coligir do trabalho realizado no domínio desta dissertação são:

No que concerne à soldadura da liga AA2024 – T351 e ao equipamento utilizado para soldar a mesma verificou-se o

seguinte:

Para a liga AA2024 – T351, com 4mm de espessura, os parâmetros utilizados para se obter um cordão

isento de defeitos foram velocidade de avanço de 224mm/min, velocidade de rotação de 710rpm e ângulo

de ataque de 0,5º. Os melhores resultados foram obtidos com a ferramenta 2, constituída por pino triflute

M8, e base lisa estriada;

Os defeitos típicos deste tipo de soldadura e que foram analisados são: alinhamento de partículas na raiz

do cordão, defeito de kissing bond, e vazio no lado em avanço. Estes defeitos evitam-se através de uma

escolha correcta de parâmetros e têm um efeito relevante nas propriedades e desempenho do cordão;

Os defeitos na raiz (tipo I e tipo II) ocorrem quando o comprimento do pino é insuficiente. O defeito tipo I

obteve-se com um comprimento do pino de 3,6mm e o defeito tipo II com um comprimento de 3,6mm.

Uma força de forjamento insuficiente favorece a formação destes defeitos;

O defeito tipo III resultou da utilização de ferramentas com pino cónico liso com estrias (sem zona

roscada), que não favorecem o fluxo viscoplástico 3D e com ele o forjamento do material por baixo do

pino. Este tipo de defeito foi evitado com a utilização de pinos roscados que favorecem o correcto fluxo

viscoplástico 3D do material;

Nos ensaios estáticos de tracção, o MB apresenta os melhores resultados, apresentando um desempenho

superior em relação aos cordões soldados. Em relação às juntas soldadas, os cordões sem defeitos e

com defeitos tipo III apresentam melhor desempenho com um factor EGRET de 77%. Os defeitos tipo I e

tipo II têm pior desempenho, com factores EGRET respectivamente de 65% e 54%;

Nos ensaios estáticos de flexão, o MB apresenta, analogamente aos ensaios de tracção, os melhores

resultados, apresentando um desempenho superior em relação aos cordões soldados. Em relação às

juntas soldadas, os cordões sem defeitos possuem melhor desempenho com um factor EGREF de 73%.

Os cordões com defeitos têm pior desempenho, com factores EGREF de 60%, 43% e 56%, para os

defeitos tipo I, tipo II e tipo III, respectivamente;

Os cordões apresentam valores de dureza inferiores aos do MB (que se caracteriza por apresentar

valores entre os 135HV e os 155HV, dependendo da zona do MB), obtendo o valor mínimo (123 HV) na

interface entre a ZAC e a ZATM, no lado em retrocesso. Nos ensaios de tracção sob esforços estáticos,

os provetes soldados fracturam nesta zona quando não existem defeitos internos (defeito tipo III). O

nugget possui uma dureza inferior ao MB com valores que oscilam entre 130 HV e 144HV;

A fresadora utilizada para a realização dos ensaios de SFL apresenta limitações significativas para a

realização deste tipo de soldadura, nomeadamente, limitação no número de valores possíveis de escolher

79

para parâmetros de soldadura, falta de robustez e ausência de controlo de carga, impedindo assim de

garantir a repetibilidade dos ensaios.

Em relação ao comportamento à fadiga, sob esforços de tracção, os principais resultados obtidos são os

seguintes:

Os defeitos nas juntas soldadas influenciam de forma significativa o comportamento à fadiga dos

cordões de soldadura;

A presença de defeitos nas juntas soldadas é mais crítica nas vidas longas, quando se comparam com o

comportamento obtido para provetes de MB;

A eficiência em domínio de vida infinita das juntas soldadas quando comparada com o MB, para defeitos

tipo 0,I,II,III é respectivamente 100%, 33%, 13% e 17%;

O MB apresenta o melhor desempenho à fadiga, seguido de perto dos cordões sem defeitos.

Deste trabalho pode-se assim concluir que os defeitos típicos da SFL têm um papel fundamental nas propriedades

dos cordões de soldadura por fricção linear. Os defeitos na raiz do cordão são os que têm um efeito mais significativo no

comportamento mecânico das soldaduras. Assim, e para finalizar hierarquizam-se as diferentes condições investigadas,

apresentando-se por ordem decrescente do nível obtido para as diversas propriedades mecânicas avaliadas:

1. Material Base;

2. Juntas soldadas sem defeitos (tipo 0);

3. Juntas soldadas com defeitos em volume (tipo III);

4. Juntas soldadas com defeito na raiz, com acumulação de óxidos e partículas de segunda fase (tipo I);

5. Juntas soldadas com defeito na raiz, do tipo kissing bond (tipo II).

5.2 – Propostas para Desenvolvimento Futuro

Tendo sido atingidos os principais objectivos deste trabalho, houve determinadas questões que não ficaram

totalmente esclarecidas, sendo assim importante obter mais informação de modo a complementar e aumentar os

conhecimentos que foram adquiridos no âmbito desta tese. Sendo assim sugerem-se a realização das seguintes tarefas:

Aplicar o mesmo tipo de metodologia de trabalho, alargando o conhecimento a um leque mais alargado de

ligas de alumínio;

Quantificar a influência do tamanho e forma de cada tipo de defeito, com especial ênfase no defeito em

volume (tipo III), nas propriedades mecânicas de juntas soldadas;

Tentar obter os mesmos tipos de defeito usando diferentes ferramentas (conjunto base e pino) e com

diferentes parâmetros, comparando com os resultados obtidos neste trabalho;

Dado a aplicação desta liga à indústria aeronáutica, importa analisar a susceptibilidade à corrosão deste

tipo de soldadura, comparando a mesma com a sofrida pelos meios de união mecânicos ainda

extremamente utilizados nesta indústria;

Como foi verificado pela análise dos cordões de SFL produzidos, o equipamento utilizado não é adequado

devido à falta de robustez e de controlo de carga. Torna-se assim importante passar a produzir cordões

80

numa maquina mais robusta e que permita uma perfeita reprodutibilidade dos cordões de soldadura,

evitando pequenas diferenças que podem ter uma enorme importância nos resultados;

Caracterização morfológica e química dos precipitados analisados através da metalurgia nas diferentes

zonas dos cordões (MB, ZAC, ZATM e Nugget) em MEV, de modo a avaliar em pormenor a influência dos

mesmos no fenómeno de iniciação da fenda.

81

6 – Referências Bibliográficas

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83

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i

Anexos

A – Desenhos Técnicos

A.1 – Desenho Técnico do Corpo da Ferramenta, das Bases e Pinos

Figura A.1 – Desenho técnico do corpo da ferramenta Modular Dual

ii

FiguraA.1 – Desenho técnico da base dual de 8 mm

Figura A.2 – Desenho técnico da base dual de 5 mm

iii

Figura A.3 – Desenho técnico dos pinos M8

Figura A.4 – Desenho técnico dos pinos dual M5 facetado e roscado

iv

Figura A.5 – Desenho de conjunto da ferramenta Modular Dual

A.2 – Desenho Técnico da Mesa de Ensaios

Figura A.6 – Desenho técnico da mesa de apoio construída para a realização dos ensaios de SFL

v

A.3 – Desenho Técnico do Equipamento de Flexão

Figura A.7 – Desenho técnico do equipamento construído para realizar ensaios de flexão

vi

B – Procedimentos de Ensaio

B.1 – Procedimento para Realização de Ensaios SFL

Nesta secção será descrito o procedimento laboratorial que foi seguido na realização dos cordões de SFL. O

procedimento é geral para todas as condições estudadas. Numa primeira fase, realizou-se todo o trabalho preparatório, que

antecede o trabalho experimental propriamente dito. Esta fase é de grande importância para garantir a sistematização a

reprodutibilidade do processo de soldadura posterior. Garantem-se, assim, de uma maneira geral, condições operatórias

iguais para todos os ensaios. Nesta fase preparatória incluem-se as seguintes etapas:

1. Adquirir alumínio no mercado e indústria nacionais;

2. Cortar as chapas de alumínio para a obtenção de placas com dimensões pré-definidas;

3. Passar com uma lima de alumínio e, seguidamente, com lixa, nas arestas dos bordos cortados na guilhotina para

homogeneizar a rugosidade da superfície e retirar óxidos superficiais;

4. Seleccionar os parâmetros de SFL, nomeadamente: velocidade de rotação da ferramenta, velocidade de avanço e

ângulo de ataque;

Após esta fase preparatória segue-se o procedimento experimental propriamente dito:

1. Montar o par de placas na mesa de fixação, previamente limpa. Verificar o aperto do sistema de fixação à mesa

da fresadora e da total imobilização das placas no sistema de fixação;

2. Limpar a ferramenta SFL, nomeadamente, a base e o pino. Montar a ferramenta Modular Dual e ajustar o

comprimento do pino roscado;

3. Montar a ferramenta SFL na árvore da fresadora e verificar o aperto;

4. Iniciar o movimento de rotação da ferramenta;

5. Posicionar a ferramenta no ponto de início do cordão de soldadura, aproximar o pino da ferramenta SFL às

chapas até um ponto a cerca de 1 mm, ou menos, do ponto de contacto entre ferramenta e chapa. Neste ponto

ajustar o nónio de posicionamento vertical da mesa para a posição “0”;

6. Fazer uma passagem por toda a chapa a soldar de modo a verificar a se o caminho que a ferramenta executa é

perfeitamente paralelo às extremidades da chapa;

7. Iniciar o movimento de penetração do pino roscado nas chapas. A profundidade de penetração depende do caso

em estudo;

8. Iniciar o movimento de avanço linear com velocidade constante até a ferramenta atingir aposição final do cordão

a realizar;

9. Parar o movimento de avanço da ferramenta e extrair o pino de dentro das chapas;

10. Parar o movimento de rotação da ferramenta;

11. Desmontar as chapas soldadas do sistema de fixação;

12. Identificar placas soldadas;

13. Em caso de novo ensaio devido a resultados insatisfatórios ou ensaio com outra ferramenta, voltar ao ponto 1

com um novo par de chapas;

vii

B.2 – Tabela de Parâmetros Utilizados nos Ensaios de Soldadura

Amostra

(SFL#) Dia Ferramenta

Ω

(rpm)

V

(mm/

min)

α

(º)

Defeitos

Notas Pretendido Obtido

1

20 de

Junho

Ferramenta

1 1120

224

2

0

II

Vazio interno que se estende até à

superfície. O pino executou bem o

zero na base. Rebarba do lado em

retrocesso . Lpino = 4,5 mm

2 Falta de penetração.

Lpino = 4,3mm

3 Falta de penetração, mas menor que

no cordão anterior

4

0

Sem defeito na raiz. O pino partiu.

Lpino = 4,1 mm

5 Levantou alumínio na base do

cordão. Lpino = 4,4mm

6 Levantou alumínio na base do

cordão. Lpino = 4,1mm

7

21 de

Junho

Ferramenta

2 710 0,5

Acerto vertical com as estrias a tocar

na superfície. Zero com + 2 casas de

pressão. Lpino = 4mm

8

Zero com mais duas casas de

pressão. Melhoria das propriedades

mecânicas. Levado à flexão até 120º.

Lpino= 3,8mm

9

26 de

Junho

Bom Resultado

10

Bom resultado. Situação = a # 9 mas

com mais 3 casas de pressão. No

teste de flexão partiu depois dos 90º

e fora do nugget.

11

Igual a SFL #10 mas com + 3,5

casas de força. No teste de flexão

não partiu aos 90º.

12

Com as mesmas condições que a

SFL#11 mas com zero + 3,8 casas

de força. As chapas abriram

ligeiramente no final. No teste de

flexão não partiu aos 90º.

13

Com as mesmas condições que a

SFL#12 mas com zero + 4 casas de

força. No teste de flexão não partiu

aos 90º.

14 Com as mesmas condições que a

SFL#13. No ensaio de flexão só

viii

05 de

Julho

partiu depois de 95º.

15

I

Com as mesmas condições que a

SFL#14, mas com penetração de

menos 0,1mm. Lpino=SFL#14, mas

com menor força de forjamento

16

Com as mesmas condições que a

SFL#15, mas com penetração de

menos 0,15mm (3,1 casas). No

ensaio de flexão parte mais cedo,

mas sem abertura clara da raiz.

17

Com as mesmas condições que a

SFL#16, mas com penetração de

menos 0,2mm (4 casas), com baixa

força. Parte ainda antes de 90º e

comprovou-se que não havia falha

na raiz por meio de micrografias

18

06 de

Julho II

II

Lpino=3,3mm.- Zero – 0,1

- Demasiada rebarba na base da

ferramenta. A “penetração” da base

da ferramenta é demasiado elevada.

No ensaio de flexão já há fissuração

na raiz.

19 Com as mesmas condições que a

SFL#18, e iguais resultados

20

Com as mesmas condições que a

SFL#19. Zero – 0,05, com um pouco

mais de pressão. Ensaio de flexão

com os mesmos resultados

21 Com as mesmas condições que a

SFL#20 e resultados semelhantes.

22 450 320

Lpino= SFL#21. Não se observaram

defeitos em volume. Posteriormente

eliminada

23 10 de

Julho

710

224

Cordão igual a SFL #21,com zero

feito novamente

24 I

Lpino=3,6mm; Zero com menos uma

casa e pouca força de forjamento.

Defeito muito grande ainda do tipo II.

25

11 de

Julho

I I

Cordão com condições iguais à SFL

#24 mas com novo zero e nova força

de penetração. Inicia-se fissura a 30º

no ensaio de flexão

26

Condições iguais a SFL #25 mas

zero feito com – 1,1 casa. A falha na

raiz só se revela perto dos 80º

27

Condições semelhantes à

SFL#26.No ensaio de flexão abre

antes dos 90º

28 12 de Condições e resultados idênticos

ix

29 Julho Condições e resultados idênticos

30 Condições e resultados idênticos

31

13 de

Julho

Ferramenta

3

M M

Lpino=3,3mm a contar do topo das

estrias. Elevado defeito na raiz e

pequeno defeito misto.

32

Condições iguais a SFL #31, com

zero com -1 casa. Resultados

semelhantes

33

0,5

Novo Zero e variação da força

vertical ao longo da placa. Só para

Ensaios não destrutivos.

34

Ferramenta

4

III

III

Lpino=3,8mm a contar das estrias.

Zero com duas casas e pouca força

de forjamento. O pino diminui depois

da extracção da ferramenta. Defeito

em volume visível.

35 M

Zero com – 5 casas em relação ao

anterior. As chapas abriram muito

durante o processo.

36

Ferramenta

5

III

Lpino=3,9mm. Zero +1casa.As

chapas abriram muito no inicio.

37 Condições semelhantes à SFL #36.

Zero com +5 casas.

38 Condições iguais à SFL 37. Boa

superfície

39

19 de

Julho

Condições idênticas à SFL #38.

40

Condições idênticas à SFL #39.

Zero com + 4 casas. Posteriormente

destruída.

41 Ferramenta

6

2

III M Lpino= 4mm e Zero com + 3casas.

Defeito em volume e na raiz

42

20 de

Julho

III

Lpino=4,3 mm.Zero +1 casa. Defeito

em volume. Pino partiu. Destruida

43

Ferramenta

7

III

Lpino=4,3mm. Defeito do lado em

avanço.

44 Condições iguais à SFL #43

45 Condições iguais à SFL #44

46 Condições iguais à SFL #45. O pino

Partiu. Fim dos Ensaios

Tabela B.6.1 – Tabela de parâmetros utilizados

x

B.3 – Procedimento de Realização de Ensaios de Raios – X

O procedimento de ensaio utilizado na realização de ensaios de análise por raios – X, nas instalações do ISQ, dos

cordões obtidos foi o seguinte:

1. Escolher o equipamento e filme adequado à espessura de chapa a analisar;

2. Cortar o filme escolhido nas dimensões adequadas no interior de uma câmara escura;

3. Retirar a camada de chumbo superior à película fotográfica e fechar o filme com fita adesiva de ambos os lados;

4. Posicionar a chapa soldada em cima da mesa, por baixo da fonte;

5. Colocar a película fotográfica por baixo da área a analisar;

6. Colocar dois marcadores de chumbo com distâncias pré - definidas por cima da chapa de modo a melhor

identificar a posição dos possíveis defeitos;

7. Colocar os identificadores de chumbo por cima da chapa de modo a que cada radiografia esteja devidamente

identificada;

8. Colocar o identificador de qualidade no topo da chapa a ser analisada;

9. Escolher os parâmetros a utilizar: tempo de exposição da chapa, intensidade de corrente e tensão e tirar a

radiografia;

10. Revelar a película fotográfica na câmara escura;

11. Verificar a qualidade da imagem da radiografia no equipamento respectivo;

12. Se a radiografia não apresentar a qualidade pretendida voltar ao ponto 2 e escolher novos parâmetros;

13. Para voltar a realizar outro ensaio com outra chapa voltar ao ponto 2;

xi

B.4 – Procedimento para Realização da Análise Metalográfica

O procedimento de ensaio utilizado para a realização dos ensaios de análise da metalográfica dos cordões obtidos

e do MB foi o seguinte:

1. Cortar e maquinar as amostras com as dimensões anteriormente estabelecidas, em cada uma das placas

soldadas;

2. Limpar as arestas das amostras, para remoção das rebarbas;

3. Identificar cada uma das amostras;

4. Proceder à montagem das amostras em moldes com um diâmetro adequado ao tamanho da amostra em resina a

frio;

5. Realizar a lixagem das amostras utilizando lixas de granulometria 240 mesh, 320 mesh, 600 mesh, 800 mesh,

1000 mesh, 2400 mesh e 4000 mesh;

6. Levar as amostras aos ultras – sons, imergidas em álcool, durante um período de 5 minutos, de modo a remover

impurezas da superfície;

7. Proceder ao polimento das amostras, utilizando uma pasta de 3 micrómetros de granulometria, num pano

lubrificado com uma mistura etanol: água (1:1);

8. Levar novamente as amostras aos ultras sons;

9. Proceder à contrastação das amostras com soluções previamente preparadas, cuja composição se apresenta na

tabela B.2

Nota: Entre cada fase de lixagem e polimento deve-se sempre proceder a limpeza com água corrente da amostra,

passagem por álcool e secagem.

Designação Composição Modo de Aplicação

Keller

190 mL H2O, 5 mL HNO3 (conc),

3 mL HCl; 2 mL HF

Mergulhar a amostra durante cerca de

20 segundos. Passar em agua corrente

e secar. Observar ao microscópio.

Caso não esteja bem contrastado,

fazer pequenos incrementos de 3

segundos e repetir o processo

Tabela B.2 – Composição e modo de aplicação do contrastante

xii

B.5 – Procedimento para a realização de Ensaios de Dureza

O procedimento utilizado durante a realização dos ensaios de dureza vickers, nos cordões de soldadura e no MB

encontra-se aqui descrito:

1. Proceder à preparação superficial da amostra como definido no ponto B.3;

2. Proceder à marcação do centro do cordão nas amostras;

3. Nivelar a amostra através de lixagem da base da amostra até adquirir o nivelamento adequado;

4. Preparar o equipamento e o software do mesmo nos aspectos, localização das indentações, carga, ampliação de

focagem da amostra, tempo de identação;

5. Determinar a distância mínima entre centros de indentações, de acordo com a Norma ISO 6507-2

(correspondente a 6 vezes a média da diagonais). Ter como referência os valores medidos no material base;

6. Proceder à indentação das amostras numa filiação de n pontos, com distância de 1 mm entre si, a partir do centro

das amostras, e com carga de 500g e tempo de indentação 15 s;

7. Programar os locais a indentar;

8. Verificar os locais a indentar através da focagem, com uma objectiva de 10X;

9. Proceder a indentação desses locais, caso a programação esteja ajustada ao pretendido, caso contrário voltar ao

ponto 7;

10. Proceder a medição das indentações, através da focagem com a objectiva de 10X;

11. Registar os valores obtidos;

12. Encerrar o software e desligar o equipamento

xiii

B.6 – Procedimento para Realização dos Ensaios de Flexão em 3 Pontos

O procedimento experimental para os ensaios de flexão em três pontos na raiz do cordão foi o seguinte:

1. Obtenção dos provetes, a partir das chapas soldadas;

2. Preparação das faces laterais dos provetes, com uma lixa de granulometria 100 e arredondamento dos bordos

com uma lima;

3. Determinação da distância entre apoios pela norma e do mandril a utilizar;

4. Preparação do equipamento experimental, ajustando a distância entre apoios pré-definida;

5. Iniciação do software de aquisição de dados;

6. Preparação do software de modo a introduzir os parâmetros que se irão manter constantes no decorrer de todos

os ensaios;

7. Medição da largura dos provetes, de modo a poder corrigir com o software qualquer desvio à norma, no que

respeita à dimensão dos mesmos;

8. Colocação do provete nos apoios e alinhamento do mandril com o centro do cordão de soldadura;

9. Iniciação do ensaio com velocidade constante do mandril;

10. Evolução do ensaio até à quebra do provete ou até atingir um ângulo de 180º;

11. Análise visual do resultado final após retirar provete da máquina de ensaios;

12. Para cada novo provete a ensaiar repetir o procedimento a partir do ponto 7;

13. Finalmente, retirar os dados de todos os ensaios efectuados, guardando os mesmos em suporte digital;

xiv

B.7 – Procedimento para a Realização de Ensaios de Tracção

O procedimento de ensaio seguido para a realização dos ensaios de tracção foi o seguinte:

1. Cortar e maquinar os provetes de acordo com as dimensões referidas na norma;

2. Limpar as arestas dos provetes com uma lixa de granulometria 240, para remoção das rebarbas;

3. Calcular a espessura e largura média da zona útil de cada provete, a partir da medição de 3 valores para cada

uma dessas grandezas, em diferentes pontos da zona útil;

4. Calcular a secção útil inicial de cada provete: Secção Útil Inicial = Largura Média x Espessura Média;

5. Calcular o comprimento inicial entre referências de cada provete, de acordo com a norma;

6. Marcar a distância do comprimento inicial entre referências na zona útil de cada provete;

7. Introduzir os parâmetros geométricos do provete no software de controlo do equipamento a utilizar;

8. Colocar e apertar os provetes nos mordentes da máquina;

9. Colocar os extensómetros no provete;

10. Iniciar o ensaio de tracção uniaxial;

11. Manter o ensaio até à rotura final do provete;

12. Gravar os valores medidos em suporte digital para posterior tratamento dos mesmos;

13. Voltar ao ponto 8 se ainda existirem mais provetes para ensaiar.

xv

B.8 – Procedimento para a Realização de Ensaios de Fadiga

O procedimento experimental utilizado para os ensaios de fadiga,foi o seguinte:

1. Obtenção dos provetes, a partir das chapas soldadas;

2. Preparação das faces laterais dos provetes, arredondando os bordos com uma lima e passagem de uma lixa de

granulometria 180;

3. Decidir a tensão máxima a aplicar no provete de acordo com os valores de tensão de cedência e tensão de rotura

do mesmo, a razão de tensões e a frequência a aplicar;

4. Calcular a carga correspondente à tensão máxima;

5. Calcular a carga mínima, média e alternada;

6. Introduzir os parâmetros a utilizar no ensaio no software de controlo do equipamento;

7. Introduzir os limites de força e posição para a segurança da máquina;

8. Limpar o número de ciclos registado (caso o contador não esteja a zero);

9. Colocar o provete na máquina, fechando as amarras;

10. Iniciar o ensaio;

11. Finalizar o ensaio com a fractura do provete ou quando o número de ciclos exceder os 2 milhões;

12. Caso hajam mais provetes para ensaiar, repetir o procedimento a partir do ponto 3.

xvi

C – Fotos dos Ensaios Radiográficos

Figura C.1 – Resultados radiográficos relativos à análise do cordão de SFL 11 e SFL 14, respeitantes a soldaduras sem defeitos (tipo 0)

Figura C.2 – Resultados radiográficos relativos à análise do cordão de SFL 26 e SFL 29, respeitantes a soldaduras com defeitos na raiz,

possuindo camada de óxidos ou alinhamento de partículas de 2ª fase (tipo I)

xvii

Figura C.3 – Resultados radiográficos relativos à análise do cordão de SFL 19 e SFL 21, respeitantes a defeito na raiz, tipo Kissing Bond

(tipo II)

Figura C.4 – Resultados radiográficos relativos à análise do cordão de SFL 38 e SFL 39 respeitante a defeito de volume, com vazio no

lado em avanço (tipo III)

xviii

D – Gráficos dos Ensaios de Tracção

Figura D.1 – Resultados dos ensaios de tracção ao material base no provete 1

Figura D.2 – Resultados dos ensaios de tracção ao material base no provete 2

Figura D.3 – Resultados dos ensaios de tracção às soldaduras sem defeitos no provete 10_0

Figura D.4 – Resultados dos ensaios de tracção às soldaduras sem defeito no provete 11_0

Figura D.5 – Resultados dos ensaios de tracção às soldaduras sem defeito, no provete 14_0

xix

Figura D.6 – Resultados dos ensaios de tracção às soldaduras com defeito na raiz do tipo I, no provete 26_I

Figura D.7 – Resultados dos ensaios de tracção às soldaduras com defeito na raiz do tipo I, no provete 27_I

Figura D.8 – Resultados dos ensaios de tracção às soldaduras com defeito na raiz do tipo I, no provete 29_I

Figura D.9 – Resultados dos ensaios de tracção às soldaduras com defeito na raiz do tipo II, no provete 19_II

Figura D.10 – Resultados dos ensaios de tracção às soldaduras com defeito na raiz do tipo II, no provete 20_II

xx

Figura D.11 – Resultados dos ensaios de tracção às soldaduras com defeito na raiz do tipo II, no provete 21_II

Figura D.12 – Resultados dos ensaios de tracção às soldaduras com defeito em volume do tipo III, no provete 39_III

Figura D.13 – Resultados dos ensaios de tracção às soldaduras com defeito em volume do tipo III, no provete 44.1_III

Figura D.14 – Resultados dos ensaios de tracção às soldaduras com defeito em volume do tipo III, no provete 44.2_III