IV Seminário da Pós-Graduação em SOLDAGEM GMAW-P ... · influência da direção de soldagem sobre as distorções, ou seja, foi a anisotropia das propriedades mecânicas relacionadas

IV Seminário da Pós-Graduação em Engenharia Mecânica – Unesp – Bauru

SOLDAGEM GMAW-P ROBOTIZADA DE ALUMÍNIO: INFLUÊNCIA DO TIPO DE CHANFRO, TECIMENTO E SENTIDO DE LAMINAÇÃO NA DISTORÇÃO

ANGULAR

Rafael Coraini Aluno do Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica – Unesp – Bauru

Prof. Dr. Yukio Kobayashi

Orientador – Depto de Engenharia Mecânica – Unesp – Bauru

RESUMO A utilização do alumínio em escala industrial vem crescendo cada vez mais nos

últimos anos e um dos principais motivos é o espaço que esse material vem conquistando em substituição ao aço. Junto a esse crescimento, os processos de manufatura sempre apresentaram crescente demanda por maior controle das tolerâncias geométricas e dimensionais, de modo que novas técnicas e modelos de medição das distorções geradas após soldagem têm recebido bastante atenção, principalmente os métodos tridimensionais. Visando isso, o presente trabalho tem como principal objetivo analisar o quanto situações rotineiras utilizadas na soldagem robotizada de alumínio podem influenciar nas distorções angulares deste material, sem comprometer a integridade mecânica da junta soldada e com confiabilidade estatística. Utilizando a liga Al-Mg 5052 H34, e a soldagem robotizada no processo GMAW pulsado, foram aplicados três tipos de tecimento ao longo do comprimento da solda, em juntas de topo montadas sem chanfro e com chanfro de 60°, dispostas tanto transversais quanto longitudinais ao sentido de conformação da chapa. A medição das distorções foi realizada por um braço tridimensional articulado, antes e após a soldagem, em três regiões distintas nos corpos de prova. O sentido de conformação da chapa em relação ao cordão de solda originou diferença estatística significativa nas amplitudes das distorções da junta sem chanfro, sendo os valores médios dessas amplitudes menores que os encontrados na junta com chanfro de 60°. Não se evidenciou diferença estatística significativa entre as amplitudes das distorções nos tipos de tecimento em nenhuma das duas juntas. Ensaios de tração e análises macrograficas foram realizados para se avaliar o comportamento mecânico das juntas soldadas.

PALAVRAS-CHAVE: soldagem robotizada; alumínio; distorções angulares; sentido de conformação; tecimento. 1 INTRODUÇÃO

A globalização e o avanço tecnológico crescente têm obrigado cada vez mais as indústrias a buscarem redução nos custos, aumento na competitividade, produtividade e qualidade do produto. A busca por materiais que possuam ótima resistência mecânica e baixo peso é um requisito obrigatório nesse cenário. O alumínio e suas ligas aparecem como ótimas alternativas para satisfazerem essas exigências. É o segundo metal mais produzido no mundo, atrás apenas do ferro e seguido do cobre, sendo que sua demanda na indústria automotiva européia e norte americana praticamente dobrou nos últimos vinte anos (TOROS, OZTURK e KACAR, 2008).


Até meados da década de 70, a soldagem do alumínio e suas ligas era, no Brasil, uma prática metalúrgica de poucos iniciados. Sua maior aplicação ocorreu desse período em diante (ALCAN, 1993). Um dos processos mais utilizados na área industrial para a soldagem desse material é o MIG pulsado (GMAW-P). Devido às altas velocidades de deslocamento possíveis (50 a 100 cm/min), a robotização é bastante empregada industrialmente no processo GMAW (BILONI et al., 1981), capaz de revigorar a competência produtiva e qualitativa da soldagem a arco elétrico com proteção gasosa, tornando esse um dos processos de maior interesse na indústria seriada de equipamentos pesados (TREMONTI, 2000). Vieira e Bracarense (2004), soldando com o processo GMAW robotizado juntas formadas por tubos de alumínio, concluíram que essa tecnologia é perfeitamente viável de ser aplicada, podendo ser utilizada em muitas posições, ampliando assim sua utilização na indústria, já que possui grande versatilidade.

O tecimento (ou trançamento) é utilizado para se depositar um cordão mais largo, fazer flutuar a escória, garantir a fusão das paredes laterais da junta e para tornar mais suave a variação de temperatura durante a soldagem. Estudos mostraram que a amplitude do tecimento deve ser relacionada com o diâmetro do arame, e valores ótimos foram encontrados quando essa amplitude ficou entre 2,0 e 2,5 vezes o diâmetro do arame (KIM e RHEE, 2005).

Com relação à metalurgia da soldagem, a liga Al-Mg 5052, assim como as demais da série 5000, não apresenta mudanças de fase no estado sólido durante a soldagem (KAISER, 1978). Considera-se esta uma característica importante, uma vez que a ocorrência de mudanças de fase influencia nas tensões residuais. Optar por trabalhar com um material com esta característica corresponde a uma variável de influência a menos. Para esse tipo de liga, no estado recozido, a mudança estrutural mais marcante será o crescimento do grão. Já no estado encruado, a ZTA apresentará, além de uma região de crescimento de grão adjacente à ZF, uma região recristalizada localizada um pouco mais afastada (MARQUES, MODENESI E BRACARENSE, 2005). Segundo Fraga (2009), a têmpera H34 corresponde a um fator de encruamento entre 33% e 45%. De acordo com AWS (1979), o encruamento do metal tende a diminuir ou mesmo desaparecer com o aquecimento do material, ou seja, ligas trabalháveis não-tratáveis termicamente têm suas propriedades mecânicas diminuídas quando submetidas à soldagem.

Outra variável metalúrgica de influência na distorção é conhecida como Textura. Fraga (2009) realizou análises dessa variável em seu trabalho (cordão de solda sobre chapa) e concluiu que a presença da textura de deformação tipo Brass foi o parâmetro responsável pela influência da direção de soldagem sobre as distorções, ou seja, foi a anisotropia das propriedades mecânicas relacionadas a essa textura no material que propiciou a maior quantidade de distorção quando os corpos de prova foram soldados paralelo ao sentido de laminação.

Durante o processo de soldagem a distribuição de temperaturas não é uniforme, ultrapassando, em algumas regiões, a chamada “temperatura de escoamento do material”. Essa é a temperatura na qual a tensão de escoamento do material é praticamente zero e ele não resiste às tensões de origem térmica desenvolvidas no seu interior (MAZZAFERRO e MACHADO, 1992). Nesta temperatura inicia-se o processo de deformação plástica localizada no material devido às tensões térmicas e que permanecem após o resfriamento. Em soldagem, essas deformações são chamadas de distorções. Em geral, a afirmação de que a deformação é resultado das tensões residuais não é correta. Radaj (2003) explica que as deformações e as tensões residuais são antagônicas, ou seja, tensões altas ocorrem quando as deformações são restringidas, e tensões baixas surgem quando as deformações não são restringidas.

A distorção encontrada em estruturas soldadas é causada por três tipos fundamentais de variações dimensionais que ocorrem durante a soldagem: contração transversal, que ocorre


perpendicular ao cordão de solda, contração longitudinal, que ocorre paralela ao cordão de solda, e distorção angular, que consiste em uma rotação em torno do cordão de solda. Outra deformação encontrada em sentido longitudinal ao cordão de solda é a flexão longitudinal. Quando a linha de solda não coincide com a linha neutra da estrutura (no sentido da espessura da chapa), a contração longitudinal do metal depositado produz um momento de flambagem, resultando em flexão longitudinal. Se a solda for realizada em uma posição acima do eixo neutro, a chapa irá se curvar para cima. Caso a solda seja realizada em uma posição abaixo do eixo neutro, a chapa irá se curvar para baixo (AWS, 2001). Segundo Deng, Liang e Murakawa (2007), a quantidade de distorção devido à soldagem, no caso, a distorção angular (ou deflexão) que ocorre paralela ao cordão de solda, foi reduzida significativamente quando a espessura da chapa foi aumentada de 9 mm para 12 mm. Segundo os autores, os resultados simulados demonstraram que o gradiente de temperatura através da espessura é o principal fator que governa a distorção angular em juntas com soldas de filete.

Tendo em vista o descrito nos parágrafos anteriores e utilizando a liga Al-Mg 5052 H34, o objetivo principal do presente trabalho foi analisar o quanto as distorções angulares poderiam ser influenciadas por situações rotineiras utilizadas na soldagem robotizada desse material, sem comprometer a integridade mecânica da junta soldada e com confiabilidade estatística. Para isso, foram testadas nos corpos de prova variações de tecimento, do tipo de chanfro e do sentido de conformação da chapa em relação ao cordão de solda, mantendo os mesmos parâmetros de soldagem para todos os casos. 2 METODOLOGIA

Para a realização deste trabalho foi utilizada uma célula de soldagem robotizada Yaskawa Motoman ArcWorld, a qual é composta, basicamente, de manipulador (robô), fonte de soldagem, controlador, conjunto cabeçote alimentador de arame, tocha de soldagem refrigerada, unidade de refrigeração da tocha e unidade de limpeza do bocal. Utilizou-se uma fonte de soldagem multiprocessos Hobart, modelo Arc-Master 351. Essa é uma fonte de alimentação de corrente contínua de inversão primária e que pode ser usada para processos de soldagem com curvas de tensão constante ou corrente constante, e por pulsos.

O manipulador utilizado foi o robô K6SB Yaskawa Motoman mostrado na Figura 1 (a). Esse é um robô com 6 graus de liberdade, ilustrados na Figura 1 (b). Sua configuração é do tipo articulada, tendo um controlador modelo ERC com seu respectivo Teach-Pendant.

Figura 1 – Robô de soldagem utilizado: a) Foto do robô (Motoman) e b) Ilustração dos graus

de liberdade.

a) b)


Utilizou-se um carretel de 7 kg, com especificação AWS ER5356, segundo AWS D1.2 (2003), com suporte adaptado próximo ao cabeçote para facilitar sua alimentação, como pode ser visualizado na Figura 1 (a). A tocha de soldagem utilizada é refrigerada a água e com conduite de teflon, difusor de gás, bicos de contato CuCrZr de diâmetro 1,2 mm, além do bocal cônico de diâmetro 15,5 mm. Como gás de proteção, utilizou-se um cilindro de Argônio puro, numa vazão de 12 l/min em todos os ensaios. O dispositivo de soldagem foi elaborado de modo a deixar apenas duas pequenas áreas de contato com o corpo de prova e apenas dois elementos de fixação próximos a borda de umas das chapas, influenciando o menos possível na distorção.

Os corpos de prova (CPs) foram constituídos da liga Al-Mg 5052 H34, compostos de 02 chapas de 400 x 180 x 4,75 mm. As dimensões do corpo de prova foram baseadas na Norma AWS D1.2 (2003) no que diz respeito a qualificação do procedimento de soldagem para a aplicação prática correspondente ao processo que está sendo estudado. Já as dimensões dos dois tipos de juntas foram baseadas na literatura e estão esquematizadas nas Figuras 2 e 3. O corte foi realizado por guilhotina hidráulica.

Figura 2 – Dimensões da junta 1 (sem chanfro).

Figura 3 – Dimensões da junta 2 (chanfro 60°).

Foi realizada uma calibração prévia para os parâmetros de soldagem antes dos testes,

para se obter a correta relação entre o argumento programado no Teach-Pendant e a corrente de soldagem na saída da fonte, de acordo com a recomendação do manual do robô.


A medição da distorção angular foi realizada por uma máquina de medição tridimensional portátil de braço articulado ARM 2000 (Romer), com alcance de medição de 3000 mm e incerteza de medição de 0,050 mm.

Foram montados 24 CPs de acordo com as condições mostradas na Tabela 1. A abreviação adotada CPT refere-se aos corpos de prova retirados no sentido transversal de laminação, enquanto CPL refere-se aos corpos de prova retirados no sentido longitudinal. Os corpos de prova identificados como CPTR e CPLR se referem, respectivamente, aos corpos de prova reservas retirados nos sentidos transversal e longitudinal de laminação, caso fosse necessária a substituição de algum CP por um possível imprevisto nos testes ou para uma melhor análise dos dados. Foram montados 14 CPRs, os quais foram soldados podendo substituir os CPs indicados na mesma Tabela 1. Todos soldados com passe único.

Tabela 1 – Denominação adotada para os corpos de prova.

Para cada um dos tipos de juntas, foram escolhidos três tipos de tecimentos,

normalmente utilizados no chão de fábrica, sendo denominados de “Contínuo”, “Zig-Zag” e “Vai-Vem”, e para cada tipo de tecimento foram montados quatro tipos de CPs, dois retirados no sentido transversal de laminação das chapas e dois retirados no sentido longitudinal. O sentido de laminação das chapas foi informado pelo fornecedor do material base. Analisando-se os resultados de Espectrometria, no aparelho Espectrômetro BAIRD FSQ, e o certificado de qualidade do material, pode-se constatar que o material usado neste trabalho encontra-se dentro das especificações estabelecidas na norma ASTM B209M-04 (2004). Tanto no tecimento tipo “Vai-Vem” quanto no “Zig-Zag”, utilizou-se uma amplitude de movimento de 2,5 mm e freqüencia de 4 Hz para a realização do cordão.

Tabela 2 – Resumo dos parâmetros de soldagem utilizados.


Na Tabela 2 são mostrados os principais parâmetros de soldagem utilizados para a realização experimental desse trabalho, definidos a partir dos CPs testes. A energia de soldagem efetiva foi de 273 J/mm, e o valor do rendimento do processo de soldagem MIG adotado (η) foi de 0,78 (QUITES, 2002), para arame sólido.

Para a medição tridimensional, os pontos foram demarcados 15 mm um em relação ao outro, ao longo do perímetro dos CPs. Para facilitar a análise dos dados, foram definidas três vistas. A Figura 4 mostra a esquematização do método. Vista 1 – perpendicular ao cordão de solda, ao longo da largura do CP, onde se inicia o processo (visualização da deformação transversal no início da soldagem); Vista 2 – paralela ao cordão de solda, ao longo do comprimento do CP (visualização da deformação longitudinal); Vista 3 – perpendicular ao cordão de solda, ao longo da largura do CP, onde se finaliza o processo (visualização da deformação transversal no final da soldagem), gerando um total de 67 pontos.

Figura 4 – Esquematização da seqüencia de medição dos pontos.

Através do braço tridimensional, foi medida a altura destes pontos em relação a um

plano padrão tirado no dispositivo nas duas bases de apoio dos CPs, com o intuito de se obter a deformação real que os CPs sofreram, sendo esse o nivelamento adotado para todas as medições. Ou seja, considerou-se apenas a coordenada cartesiana Z, obtida pela medição do ponto em relação ao plano padrão.

A medição dos pontos foi realizada antes (ZInicial_Ponto) e após a soldagem (ZFinal_Ponto), gerando assim a quantificação das distorções angulares reais, pois os CPs já apresentam deformações antes da soldagem geradas principalmente pelo corte por guilhotina, pelo próprio processo de fabricação das chapas e pelo ponteamento. A Equação 1 mostra o método utilizado para o cálculo.

PontoInicialPontoFinalPonto ZZZ __ −=∆ (1)

Tendo esses valores coletados e calculados, gerou-se um gráfico para cada uma das

três Vistas (mostradas na Figura 4) em cada um dos CPs, facilitando a visualização e interpretação das distorções. Na seqüencia, foi calculada a amplitude das distorções para cada uma das Vistas em cada um dos CPs, conforme a Equação 2.


min_max_ PontoPonto ZZAmplitude ∆−∆= (2)

Já com as amplitudes calculadas, comparou-se estatisticamente as distorções entre os

tipos de tecimento e os sentidos de laminação da chapa em relação ao cordão de solda, nos dois tipos de juntas testadas. O software Excel 2007 foi utilizado para tal finalidade, em especifico as ferramentas de Análise de Dados Anova (fator duplo com repetição; e fator único). Segundo Levine, Berenson e Stephan (2000), a partir de uma análise na variação dos dados, entre ou dentro dos grupos em estudo, pode-se tirar conclusões sobre possíveis diferenças nas médias dos grupos. Como premissas para a o teste de hipóteses, deve-se definir as Hipóteses (Ho e H1) e o Nível se Significância (α). Tradicionalmente, os pesquisadores têm selecionado os níveis de α em 0,05 (5%) ou menos. O teste de hipóteses consiste em verificar se as médias dos resultados dentro do planejamento são estatisticamente iguais ou diferentes, bem como verificar se há interação entre essas variáveis.

Para cada corpo de prova soldado, foram extraídos dois CPs para ensaio de tração e dois para macrografia. O dimensionamento do CP para ensaio de tração foi baseado na norma AWS D1.2 (2003). 3 RESULTADOS E DISCUSSÃO

Duas foram as formas como as distorções apareceram num mesmo corpo de prova: transversal “perfil parabólico com concavidade para baixo” e longitudinal “perfil parabólico com concavidade para cima” (Figuras 5 e 6); ou transversal “perfil parabólico com concavidade para cima” e longitudinal “perfil parabólico com concavidade para baixo” (Figuras 7 e 8).

Figura 5 – Distorção transversal “perfil parabólico com concavidade para baixo”.

Figura 6 – Distorção longitudinal “perfil parabólico com concavidade para cima”.


Figura 7 – Distorção transversal “perfil parabólico com concavidade para cima”.

Figura 8 – Distorção longitudinal “perfil parabólico com concavidade para baixo”.

O perfil do cordão de solda foi o fator determinante para o sentido de deformação,

conforme revelado pelas macrografias. Os corpos de prova com penetração excessiva de solda como característica principal (maior parte da solda numa posição abaixo do eixo neutro) apresentaram as distorções mostradas nas Figuras 5 e 6. Esse tipo de distorção só foi verificado em alguns CPs da junta 1. A Figura 9 (a) e (b) mostra, respectivamente, uma macrografia realizada no CPLR2 e CPL3.

Já os CPs com penetração mais uniforme e regular (maior parte da solda numa posição acima do eixo neutro) apresentaram as distorções mostradas nas Figuras 7 e 8. A Figura 10 (a) e (b) mostra, respectivamente, uma macrografia realizada no CPT10 e CPL8.

Figura 9 – Macrografias realizadas no: a) CPLR2 e b) CPL3.


Figura 10 – Macrografias realizadas no: a) CPT10 e b) CPL8.

3.1 Corpos de prova sem chanfro (junta 1)

Os corpos de prova sem chanfro (junta 1) apresentaram os dois tipos de formas de

distorções: 11 CPs apresentaram distorção transversal “perfil parabólico com concavidade para baixo” e longitudinal “perfil parabólico com concavidade para cima” (Figuras 5 e 6) e 8 CPs apresentaram distorção transversal “perfil parabólico com concavidade para cima” e longitudinal “perfil parabólico com concavidade para baixo” (Figuras 7 e 8).

A dificuldade para manutenção de um cordão com características mais regulares de penetração no decorrer da soldagem foi maior para esse tipo de junta, gerando os dois sentidos de deformações descritos no parágrafo anterior. As Figuras de 11 a 13 mostram os gráficos das distorções nas três Vistas para o tecimento “Contínuo”.

A Tabela 3 mostra os valores das amplitudes das distorções entre CPTs e CPLs no tecimento “Contínuo”. Também foi salientado em negrito os valores das maiores e menores amplitudes das distorções encontradas.

Figura 11 – Distorção Vista 1, CP sem chanfro (junta 1) e tecimento “Contínuo”.




Tabela 3 – Amplitudes das distorções entre CPT e CPL no tecimento “Contínuo”, junta 1.

As hipóteses adotadas, para análise individual de cada tipo de tecimento, foram:

• H02 (µCPT = µCPL) – Não existe diferença estatística significativa nas amplitudes das distorções entre os sentidos de laminação da chapa em relação ao cordão de solda. • H12 (µCPT ≠ µCPL) – Existe diferença estatística significativa nas amplitudes das distorções entre os sentidos de laminação da chapa em relação ao cordão de solda.

Segundo Neto (1994), quando F crítico > F e valor-P > 0,05, escolhe-se H02. Quando F crítico < F e valor-P < 0,05, escolhe-se H12.

A Tabela 4 mostra a saída dos resultados gerada pelo Excel para análise das amplitudes das distorções entre os CPTs e CPLs no tecimento “Contínuo”, utilizando a ferramenta Anova: fator único. O nível de significância adotado, para essa análise e de todas as outras, foi de 0,05 (5 %).


Tabela 4 – Anova: fator único. Saída de dados para análise das amplitudes das distorções entre CPT e CPL no tecimento “Contínuo”, junta 1.

Verificou-se na Tabela 4 que o valor de F (3,2692) é menor que F crítico (4,4940), e que o valor-P (0,0894) é maior que 0,05, logo se pode admitir que não existe diferença estatística significativa nas amplitudes das distorções entre os sentidos de laminação da chapa em relação ao cordão de solda (H02) no tecimento “Contínuo”. Porém, na média e desvio padrão, as amplitudes das distorções nos CPTs foram maiores que nos CPLs.

Resultados estatísticos similares aos mostrados para o tecimento Contínuo foram encontrados para os tecimentos “Vai-Vem” e “Zig-Zag” na junta 1, utilizando a mesma seqüencia de análise.

3.1.1 Análise global dos CPs sem chanfro (junta 1)

Para análise global das amplitudes das distorções encontradas nos CPs com junta sem chanfro, utilizou-se a ferramenta Anova: fator duplo com repetição. A construção das Hipóteses para esse caso deve levar em consideração a possível interação entre os três tipos de tecimento e os dois sentidos de laminação das chapas em relação ao cordão de solda, agrupados de maneira global. As hipóteses adotadas para esse tipo de análise foram:

Interação entre os processos: • H0 – Não existe diferença estatística significativa nas amplitudes das distorções entre as interações dos processos. • H1 – Existe diferença estatística significativa nas amplitudes das distorções entre as interações dos processos.

Tipos de tecimento: • H01 – Não existe diferença estatística significativa entre as amplitudes das distorções nos tipos de tecimento. • H11 – Existe diferença estatística significativa entre as amplitudes das distorções nos tipos de tecimento.

Sentido de laminação da chapa em relação ao cordão de solda: • H02 – Não existe diferença estatística significativa nas amplitudes das distorções entre os sentidos de laminação da chapa em relação ao cordão de solda. • H12 – Existe diferença estatística significativa nas amplitudes das distorções entre os sentidos de laminação da chapa em relação ao cordão de solda.

A Tabela 5 mostra a saída dos resultados gerada pelo Excel para análise das amplitudes das distorções. Nela foi possível verificar que: • Para as interações entre os processos, o valor de F (0,0449) é menor que F crítico (3,1907), e o valor-P (0,9561) é maior que 0,05, logo se pode admitir que não existe diferença estatística significativa nas amplitudes das distorções entre as interações dos processos nos CPs da junta 1(H0);


• Para os tipos de tecimento, o valor de F (0,3670) é menor que F crítico (3,1907), e o valor-P (0,6948) é maior que 0,05, logo não existe diferença estatística significativa entre as amplitudes das distorções nos tipos de tecimento testados nos CPs da junta 1 (H01); • Para o sentido de laminação da chapa em relação ao cordão de solda, o valor de F (8,5546) é maior que F crítico (4,0427), e o valor-P (0,0052) é menor que 0,05, logo existe diferença estatística significativa nas amplitudes das distorções entre os sentidos de laminação da chapa em relação ao cordão de solda nos CPs da junta 1 (H12). Isso evidencia que, mesmo que os CPTs e CPLs não tiveram influência estatística significativa nas amplitudes de distorções numa análise individual por tipo de tecimento, os CPTs sempre mostraram uma média de amplitudes das distorções maiores que nos CPLs, gerando essa diferença estatística quando feita a análise de maneira global (verificar médias e desvios padrões entre CPT e CPL, por tipo de tecimento, na Tabela 5). Tabela 5 – Anova: fator duplo com repetição. Saída de dados para a análise de variância

global dos resultados das amplitudes das distorções nos CPs com junta sem chanfro (junta 1).

3.2 Corpos de prova com chanfro 60° (junta 2)

Os 19 corpos de prova com chanfro 60° (junta 2) apresentaram apenas uma forma de distorção (Figuras 7 e 8). Isso mostra que a distorção nesse tipo de junta sempre manteve uma mesma tendência, além da dificuldade para manutenção de um cordão com melhores características de penetração no decorrer da soldagem ter sido menor. As Figuras de 14 a 16 mostram os gráficos das distorções nas três Vistas para o tecimento “Contínuo”.

A Tabela 6 mostra os valores das amplitudes das distorções entre CPTs e CPLs no tecimento “Contínuo”. Também foi salientado em negrito os valores das maiores e menores amplitudes das distorções encontradas.


Figura 14 – Distorção Vista 1, CP chanfro 60° (junta 2) e tecimento “Contínuo”.




Tabela 6 – Amplitudes das distorções entre CPT e CPL no tecimento “Contínuo”, junta 2.

A Tabela 7 mostra a saída dos resultados gerada pelo Excel para análise das amplitudes das distorções entre os CPTs e CPLs no tecimento “Contínuo”. Verificou-se que o valor de F (0,4844) é menor que F crítico (4,6672), e que o valor-P (0,4987) é maior que 0,05, logo se pode admitir que não existe diferença estatística significativa nas amplitudes das distorções entre os sentidos de laminação da chapa em relação ao cordão de solda (H02) no tecimento “Contínuo”. Porém, na média, as amplitudes das distorções nos CPTs foram um pouco maiores que nos CPLs. Os desvios padrões foram praticamente os mesmos.

Resultados estatísticos similares aos mostrados para o tecimento Contínuo foram encontrados para os tecimentos “Vai-Vem” e “Zig-Zag” na junta 2, utilizando a mesma seqüencia de análise.

Tabela 7 – Anova: fator único. Saída de dados para análise das amplitudes das distorções

entre CPT e CPL no tecimento “Contínuo”, junta 2.

3.2.1 Análise global dos CPs com chanfro 60° (junta 2)

As hipóteses adotadas para esse tipo de análise foram as mesmas adotadas no item 3.1.1. Para que seja possível utilizar a ferramenta Anova: fator duplo com repetição, ao se analisar globalmente a junta 2, as amostras devem possuir números iguais de elementos, por isso os corpos de prova reservas CPLR5 (tecimento contínuo) e CPTR4, CPTR5, CPTR6 e CPLR7 (tecimento Zig-Zag) foram desconsiderados. Porém nas análises individuais dos tipos de tecimento, foram considerados todos os CPs.

A Tabela 8 mostra a saída dos resultados gerada pelo Excel para análise global das amplitudes das distorções nos CPs da junta 2. Nela foi possível verificar: • Para as interações entre os processos, o valor de F (0,2371) é menor que F crítico (3,3158), e o valor-P (0,7904) é maior que 0,05, logo se pode admitir que não existe diferença estatística significativa nas amplitudes das distorções entre as interações dos processos nos CPs da junta 2 (H0); • Para os tipos de tecimento, o valor de F (0,0405) é menor que F crítico (3,3158), e o valor-P (0,9604) é maior que 0,05, logo não existe diferença estatística significativa entre as amplitudes das distorções nos tipos de tecimento testados nos CPs da junta 2 (H01);


• Para o sentido de laminação da chapa em relação ao cordão de solda, o valor de F (0,0220) é menor que F crítico (4,1709), e o valor-P (0,8831) é maior que 0,05, logo não existe diferença estatística significativa nas amplitudes das distorções entre os sentidos de laminação da chapa em relação ao cordão de solda nos CPs da junta 2 (H02). Tabela 8 – Anova: fator duplo com repetição. Saída de dados para a análise de variância

global dos resultados das amplitudes das dist. nos CPs com junta com chanfro 60° (junta 2).

3.3 Comparação das distorções dos corpos de prova da junta 1 X junta 2

As hipóteses adotadas para esse tipo de análise foram as mesmas adotadas para os itens 3.1.1 e 3.2.1. A Tabela 9 mostra as amplitudes das distorções para os CPs da junta 1 e junta 2 de maneira global. Para que seja possível utilizar a ferramenta Anova: fator duplo com repetição, ao se analisar globalmente as juntas, as amostras devem possuir números iguais de elementos, por isso todos os corpos de prova reservas (CPTR e CPLR) foram desconsiderados, apesar de não se ter verificado nenhuma irregularidade na soldagem.

A Tabela 10 mostra a saída dos resultados gerada pelo Excel para análise global das amplitudes das distorções nos CPs da junta 1 e junta 2. Nela foi possível verificar: • Para as interações entre os processos, o valor de F (0,2456) é menor que F crítico (2,2541), e o valor-P (0,9592) é maior que 0,05, logo se pode admitir que não existe diferença estatística significativa nas amplitudes das distorções entre as interações dos processos nos CPs da junta 1e junta 2 (H0); • Para os tipos de tecimento, o valor de F (0,1790) é menor que F crítico (3,1504), e o valor-P (0,8366) é maior que 0,05, logo não existe diferença estatística significativa entre as amplitudes das distorções nos tipos de tecimento testados nos CPs da junta 1 e junta 2 (H01); • Para o sentido de laminação da chapa em relação ao cordão de solda, o valor de F (10,8678) é maior que F crítico (2,7581), e o valor-P (0,000008) é menor que 0,05, logo existe diferença estatística significativa nas amplitudes das distorções entre os sentidos de laminação da chapa em relação ao cordão de solda nos CPs da junta 1 e junta 2 (H12). O resultado já era esperado,


uma vez que já havia sido verificado estatisticamente diferença nas amplitudes das distorções entre os CPs da junta 1. Na Tabela 10 ficou evidente também que as médias das amplitudes das distorções dos CPTs e CPLs da junta 2 foram maiores que na junta 1.

Tabela 9 – Amplitudes das distorções para os CPs da junta 1 e junta 2.

Tabela 10 – Anova: fator duplo com repetição. Saída de dados para a análise de variância

global dos resultados das amplitudes das distorções nos CPs nas juntas 1 e 2.

Para comprovar se os corpos de prova desconsiderados teriam exercido alguma influência no resultado se tivessem sido considerados, foi realizada uma simulação com todos os valores das amplitudes das distorções de todos os CPTs e CPLs da junta 1 e junta 2, sem considerar os blocos dos tipos de tecimento, utilizando Anova: fator único. Nenhuma alteração significativa no resultado da Tabela 10 foi observada.

Por ser essa uma liga encruada, a textura de deformação pode ter exercido influencia nos resultados encontrados na junta 1, gerando maior distorção nos CPTs do que nos CPLs,


sendo essa uma variável importante a ser considerada em estudos que utilizem esse tipo de liga e que a influência do sentido de laminação da chapa está sendo investigada. Fraga (2009) utilizou das técnicas de Difração de Raios X (DRX) e de Elétrons Retroespalhados - EBSD (Electron Backscatter Diffraction) para mensurar a influência dessa variável nas distorções em seu estudo, além de citar outros autores que utilizaram dessas técnicas e fazer uma descrição detalhada sobre o assunto. As texturas foram representadas através das Funções Distribuição de Orientação – ODF (Orientation Distribution Function).

Vale salientar que as condições simuladas por Fraga (2009) foram diferentes das condições do presente trabalho, começando pelo corpo de prova, que foi um cordão de solda depositado sobre chapa, assim como descrito na introdução. Porém a aplicação desses métodos de análise de textura é válida para condições como as simuladas nas juntas 1 e 2.

Outra consideração é que os CPs foram cortados por guilhotina hidráulica no presente trabalho, sendo esse um processo que gera tensionamento superficial na face cortada. Como a junta 1 foi montada sem acabamento ou processamento posterior, diferentemente da junta 2, esse método de corte pode ter sua parcela de influencia nos resultados encontrados para essa junta. 4 CONCLUSÕES

Com relação aos corpos de prova com junta sem chanfro (junta 1): • As distorções transversais e longitudinais se apresentam de duas maneiras, ora “perfil parabólico com concavidade para baixo”, ora “perfil parabólico com concavidade para cima”, diferenças essas devido à maior dificuldade para manutenção de um cordão de solda com características mais regulares de penetração no decorrer da soldagem, assim como revelado pelas macrografias; não se evidenciou diferença estatística significativa nas amplitudes das distorções entre as interações dos processos; não se evidenciou diferença estatística significativa entre as amplitudes das distorções nos tipos de tecimento; evidenciou-se diferença estatística significativa nas amplitudes das distorções entre os sentidos de laminação da chapa em relação ao cordão de solda. Mesmo que os CPTs e CPLs não tiveram influência estatística significativa nas amplitudes de distorções numa análise individual por tipo de tecimento, os CPTs sempre mostraram uma média de amplitudes das distorções maiores que nos CPLs.

Com relação aos corpos de prova com junta chanfrada em 60° (junta 2): • Apresentaram distorção transversal “perfil parabólico com concavidade para cima” e longitudinal “perfil parabólico com concavidade para baixo”, ou seja, sempre mantiveram uma mesma tendência, além da dificuldade para manutenção de um cordão de solda com melhores características de penetração no decorrer da soldagem ter sido menor, assim como revelado pelas macrografias; não se evidenciou diferença estatística significativa nas amplitudes das distorções entre as interações dos processos; não se evidenciou diferença estatística significativa entre as amplitudes das distorções nos tipos de tecimento; não se evidenciou diferença estatística significativa nas amplitudes das distorções entre os sentidos de laminação da chapa em relação ao cordão de solda.

Com relação à comparação dos corpos de prova da junta 1 X junta 2: • Não se evidenciou diferença estatística significativa nas amplitudes das distorções entre as interações dos processos; não se evidenciou diferença estatística significativa entre as amplitudes das distorções nos tipos de tecimento; evidenciou-se diferença estatística significativa nas amplitudes das distorções entre os sentidos de laminação da chapa em relação ao cordão de solda. As médias das amplitudes das distorções dos CPTs e CPLs com


junta chanfrada em 60° foram maiores do que as encontradas nos CPTs e CPLs com junta sem chanfro.

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IV Seminário da Pós-Graduação em SOLDAGEM GMAW-P ... · influência da direção de soldagem sobre as distorções, ou seja, foi a anisotropia das propriedades mecânicas relacionadas