MANOLO LUTERO GIPIELA INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS … · 2.2 Soldagem por fricção ... Figura 2 – Desenho esquemático dos equipamentos para soldagem por fricção: (a) por arraste

UNIVERSIDADE TECNOLÓGICA FEDERAL DO PARANÁ

CAMPUS CURITIBA

GERÊNCIA DE PESQUISA E PÓS-GRADUAÇÃO

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA

E DE MATERIAIS – PPGEM

MANOLO LUTERO GIPIELA

INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS DE PROCESSO NA GERAÇÃO DE DEFEITOS NA SOLDAGEM FSW DA LIGA DE ALUMÍNIO 5052

CURITIBA

12 - 2007


INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS DE PROCESSO NA GERAÇÃO DE DEFEITOS NA SOLDAGEM FSW DA LIGA DE ALUMÍNIO 5052

Dissertação apresentada como requisito parcial à obtenção do título de Mestre em Engenharia, do Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais, Área de Concentração em Engenharia de Materiais, do Departamento de Pesquisa e Pós-Graduação, do Campus Curitiba, da UTFPR.

Orientador: Prof. Fábio Martins, Dr. Eng.

CURITIBA

12 - 2007

TERMO DE APROVAÇÃO


INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS DE PROCESSO NA GERAÇÃO DE DEFEITOS NA SOLDAGEM FSW

DA LIGA DE ALUMÍNIO 5052

Esta Dissertação foi julgada para a obtenção do título de mestre em engenharia, área de concentração em engenharia de materiais, e aprovada em sua forma final pelo Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais.

_________________________________ Prof. Neri Volpato, Dr. Coordenador de Curso

Banca Examinadora

______________________________ ________________________________ Prof. Fábio Martins, Dr. (Orientador) Prof. Aloísio José Schuitek, Dr. Universidade Tecnológica Federal Universidade Tecnológica Federal do Paraná (UTFPR) do Paraná (UTFPR) ______________________________ ________________________________ Prof. Marcos Flávio de Oliveira Prof. Louriel Oliveira Vilarinho, Dr. Schiefler Filho, Dr. Universidade Federal de Uberlândia Universidade Tecnológica Federal (UFU) do Paraná (UTFPR)

Curitiba, 14 de Dezembro de 2007

iii

Este trabalho é dedicado aos meus pais

Vitório Gipiela e Maria de Lourdes Gipiela

e aos meus irmãos Michel Luchelo Gipiela

e Mônia Luise Gipiela.

iv

AGRADECIMENTOS

Aos meus pais e irmãos, pelo apoio em todos os momentos da minha vida.

Ao Prof. Dr. Fábio Martins, pela amizade, orientação e incentivo à realização

deste trabalho.

Ao Departamento Acadêmico de Mecânica e ao Programa de Pós-Graduação

em Engenharia Mecânica e de Materiais da Universidade Tecnológica Federal do

Paraná, por permitir a utilização da infra-estrutura dos laboratórios e por prover os

recursos materiais e financeiros necessários à realização deste trabalho.

Aos Profs, Pedro Luis Fiad do Amaral, Maro Roger Guérios, Aloísio José

Schuitek e José Germano Hambrusch, pela valiosa ajuda na execução deste

trabalho.

Ao Prof. Paulo César Borges, pelas sugestões sobre os tratamentos térmicos

do aço AISI H13 e pelas discussões sobre a ferramenta de soldagem FSW utilizada

nos testes iniciais.

Ao Prof. César Lúcio Molitz Allenstein, pelas valiosas discussões e pela

colaboração na realização de ensaio não destrutivo e de ensaio mecânico.

Aos colegas professores do Departamento Acadêmico de Mecânica.

Ao mestrando Cristiano Brunetti, pelo apoio na realização das medições de

dureza e metalografias.

Ao Sr. Carlos Silvano da Luz (Lima) e aos estagiários do Centro de Fabricação

Mecânica (CFM), pelo auxílio prestado.

v

Ao Sr. Divanir de Barros Júnior da empresa INCOMAP, pela realização dos

tratamentos térmicos de têmpera e revenimento nas ferramentas de soldagem.

vi

A sabedoria é a coisa principal; adquire,

pois, a sabedoria; sim, com tudo o que

possuis adquire o entendimento.

(Provérbios 4:7).

vii

GIPIELA, Manolo Lutero, Influência dos parâmetros de processo na geração de

defeitos na soldagem FSW da liga de alumínio 5052, 2007, Dissertação (Mestrado

em Engenharia) - Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica e de

Materiais, Universidade Tecnológica Federal do Paraná, Curitiba, 109 p.

RESUMO

Embora os processos de soldagem no estado sólido tenham sido alvo de

pesquisas relacionadas à soldagem de metais ferrosos e não ferrosos, poucos

estudos têm sido realizados no Brasil procurando avaliar a soldagem de ligas de

alumínio utilizando esses processos. No presente trabalho foi utilizado o processo

FSW para realizar a soldagem no estado sólido da liga de alumínio 5052. O

processo FSW foi empregado com o propósito de analisar a influência das variáveis

de processo rotação, velocidade de avanço e ângulo de inclinação da ferramenta de

soldagem na formação de defeitos típicos do processo. A avaliação das soldas foi

realizada por inspeções visuais, ensaios radiográficos, análises metalográficas e

ensaios de dureza. Os resultados obtidos com análise macrográfica para avaliação

dos defeitos internos de cavidade visualizados nos ensaios radiográficos foram

submetidos à análise de variância e análises isoladas das variáveis de processo. Os

resultados obtidos nos ensaios de dureza de duas soldas selecionadas foram

submetidos ao teste t Student. Concluiu-se que a dureza das zonas formadas em

soldas executadas com nível baixo de intensidade da velocidade de avanço da

ferramenta de soldagem não variou significativamente. Em solda realizada com nível

alto de intensidade da mesma variável, a dureza das zonas formadas sofreu um

pequeno aumento. O defeito interno de cavidade tendeu a ser minimizado com a

diminuição da velocidade de avanço e com o aumento do ângulo de inclinação da

ferramenta de soldagem.

Palavras-chave: Soldagem, Friction Stir Welding, Ligas de alumínio

viii

GIPIELA, Manolo Lutero, Influence of welding parameters on defects generation in 5052 aluminium alloy welded by FSW, 2007, Dissertação (Mestrado em

Engenharia) - Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais,

Universidade Tecnológica Federal do Paraná, Curitiba, 109 p.

ABSTRACT

Although the solid state welding processes have been applied in researches

related to ferrous and non ferrous welding, few studies have been accomplished in

Brazil trying to evaluate the aluminum and aluminum alloys welding by solid state

welding. In this research a relatively new solid state welding process was applied to

realize the 5052 aluminum alloy welding. The Friction Stir Welding process was

applied to analyze the influence of process variables like rotation, travel speed and

the welding tool tilt angle in the defect development in the welds. The evaluation of

the welds was made by visual inspections, radiographic tests, metallographic tests

and hardness tests. The results obtained in the macrographic analysis for internal

defects evaluation were submitted to ANOVA and isolated process variables

analysis. The results obtained in the hardness tests were submitted to the t Student

test. It was concluded that the hardness of welds executed with slow travel speed did

not change significantly. On the other hand, for welds executed with high travel

speed, the weld hardness suffered a small increase. ANOVA and isolated process

variables analysis shown the wormhole defect tended to decrease with the travel

speed decreasing and with the welding tool tilt angle increasing.

Keywords: Welding, Friction Stir Welding, Aluminium alloys

ix

SUMÁRIO

AGRADECIMENTOS

RESUMO

ABSTRACT

LISTA DE FIGURAS

LISTA DE TABELAS

LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS

LISTA DE SÍMBOLOS

1 INTRODUÇÃO E OBJETIVOS .............................................................................1

1.1 Introdução................................................................................................................................ 1 1.2 Objetivos.................................................................................................................................. 2

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA .................................................................................3

2.1 Introdução................................................................................................................................ 3 2.2 Soldagem por fricção............................................................................................................... 3 2.3 Friction Stir Welding (FSW) ..................................................................................................... 7

2.3.1 Princípios de operação.................................................................................................. 10 2.3.2 Variáveis do processo ................................................................................................... 12 2.3.2.1 Geometria e material da ferramenta de soldagem........................................................ 13 2.3.2.2 Parâmetros de soldagem .............................................................................................. 17 2.3.2.3 Tipos de juntas .............................................................................................................. 24 2.3.3 Fluxo plástico................................................................................................................. 24 2.3.4 Evolução microestrutural ............................................................................................... 28 2.3.4.1 Nugget ........................................................................................................................... 28 2.3.4.2 Zona termo-mecanicamente afetada (ZTMA) ............................................................... 32 2.3.4.3 Zona afetada pelo calor (ZAC) ...................................................................................... 33 2.3.5 Propriedades mecânicas............................................................................................... 34 2.3.6 Descontinuidades na soldagem .................................................................................... 36

2.4 O alumínio e suas ligas ......................................................................................................... 41 2.4.1 Classificação das ligas de alumínio .............................................................................. 42 2.4.2 Ligas de alumínio trabalháveis não tratáveis termicamente ......................................... 43

3 PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS ..............................................................45

3.1 Introdução.............................................................................................................................. 45 3.2 Materiais e equipamentos ..................................................................................................... 45

3.2.1 Metal de base ............................................................................................................... 45 3.2.2 Dispositivo para fixação de juntas................................................................................. 47 3.2.3 Ferramenta de soldagem .............................................................................................. 49

x

3.2.4 Máquina de soldagem ................................................................................................... 53 3.3 Testes preliminares ............................................................................................................... 57 3.4 Planejamento do procedimento experimental ....................................................................... 59 3.5 Testes segundo matriz de planejamento do procedimento experimental............................. 61 3.6 Ensaios radiográficos ............................................................................................................ 61 3.7 Análises metalográficas ........................................................................................................ 62

3.7.1 Análise macrográfica.................................................................................................... 62 3.7.2 Análise macrográfica de zonas formadas .................................................................... 63

3.8 Ensaios de microdureza........................................................................................................ 64 3.9 Análise estatística.................................................................................................................. 65

4 RESULTADOS E DISCUSSÕES........................................................................67

4.1 Introdução.............................................................................................................................. 67 4.2 Testes preliminares ............................................................................................................... 67 4.3 Testes segundo matriz de planejamento do procedimento experimental............................. 74 4.4 Ensaios radiográficos ............................................................................................................ 79 4.5 Análise metalográfica ............................................................................................................ 80

4.5.1 Macrografia das cavidades .......................................................................................... 80 4.5.2 Macrografia das zonas formadas ................................................................................. 81

4.6 Ensaios de microdureza........................................................................................................ 84 4.7 Teste t de student.................................................................................................................. 90 4.8 Análise de variância .............................................................................................................. 92 4.9 Efeito de variáveis de soldagem na geração das cavidades ................................................ 94

4.9.1 Efeito da velocidade de avanço .................................................................................... 94 4.9.2 Efeito do ângulo de inclinação da ferramenta............................................................... 96

5 CONCLUSÕES E RECOMENDAÇÕES.............................................................99

5.1 Conclusões............................................................................................................................ 99 5.2 Recomendações para trabalhos futuros ............................................................................. 100

REFERÊNCIAS.......................................................................................................102

ANEXO A – CERTIFICADO DE QUALIDADE DO AÇO FERRAMENTA AISI H13.109

xi

LISTA DE FIGURAS

Figura 1 – Soldagem por fricção (MARQUES et al., 2005). ........................................4

Figura 2 – Desenho esquemático dos equipamentos para soldagem por fricção: (a)

por arraste contínuo e (b) por inércia (MARQUES et al., 2005). .................................5

Figura 3 – Friction hydro pilar processing: (a) cilíndrico e (b) cônico (MARQUES et

al., 2005). ....................................................................................................................6

Figura 4 – Desenho esquemático de uma junta soldada por Friction stitch welding

(MARQUES et al., 2005). ............................................................................................6

Figura 5 – Fresadora vertical adaptada para a realização de soldas por FSW

(ANDERSSON et al., 1999).........................................................................................9

Figura 6 – Dispositivo para fixação de juntas de topo (ANDERSSON et al., 1999). .10

Figura 7 – Princípio de operação do processo de soldagem Friction stir welding

(THOMAS et al., 1997). .............................................................................................11

Figura 8 – Representação esquemática de ferramentas rotativas com várias

configurações de suporte e pino (KHALED, 2005)....................................................14

Figura 9 – Ângulo de inclinação da ferramenta com relação à superfície do metal de

base (adaptado de KHALED, 2005). .........................................................................22

Figura 10 – Potência friccional versus resistência à tração da liga 5083-H321

(adaptado de LOMBARD et al., 2007).......................................................................23

Figura 11 – Desenvolvimento do fluxo plástico (adaptado de ARBEGAST, 2004)....25

Figura 12 – Regiões obtidas pelo processamento metalúrgico no FSW: (a) vista

lateral e (b) vista superior (adaptado de ARBEGAST, 2004). ...................................27

Figura 13 – Seção transversal característica de uma junta soldada por FSW

(adaptado de RUSSEL, 2003)...................................................................................28

Figura 14 – Grãos recristalizados dinamicamente no nugget da liga de alumínio 1100

soldada por FSW: (a) face da solda, (b) centro e (c) raiz da solda (MURR et al.,

1997). ........................................................................................................................29

Figura 15 – Seqüência esquemática da recristalização dinâmica no processo de

soldagem FSW (adaptado de MURR et al., 1998). ...................................................30

Figura 16 – Estrutura de grãos e discordâncias na ZTMA: (a) grãos alongados na

ZTMA próxima a ZAC, (b) grãos recuperados com alta densidade de subcontornos

na ZTMA próxima ao nugget, (c) grãos com alta densidade de discordâncias na

xii

ZTMA próxima a ZAC e (d) grãos equiaxiais com baixa densidade de discordâncias

na ZTMA próxima ao nugget (SU et al., 2003). .........................................................33

Figura 17 – Perfis de dureza do nugget obtidos em corte transversal de soldas

realizadas com diferentes velocidades de soldagem (adaptado de LEE et al., 2003).

..................................................................................................................................35

Figura 18 – Defeitos comuns em soldas FSW: (a) cavidade, (b) falta de

preenchimento da solda, (c) colapso do nugget, (d) descamação da superfície, (e)

defeito de fluxo na raiz e (f) falta de penetração (ARBEGAST, 2004) e (g) rebarba na

margem da solda (adaptado de KIM et al., 2006). ....................................................37

Figura 19 – Imagens obtidas por MEV de Kissing bonds em corpo de prova fraturado

da liga AA6082 soldada por FSW: (a) kissing bonds alinhados verticalmente e (b)

ampliação de um kissing bond ilustrado na Figura 20(a) (adaptado de

OOSTERKAMP et al., 2004). ....................................................................................40

Figura 20 – Sistema numérico de identificação de ligas de alumínio trabalháveis

(AWS, 1998)..............................................................................................................42

Figura 21 – Dimensões de uma junta de topo após a usinagem de acabamento. ....47

Figura 22 – Dispositivo especial desenvolvido para a fixação de juntas de topo. .....48

Figura 23 – Foto texturizada mostrando a microestrutura da seção transversal do aço

AISI H13 recozido (Ataque: Nital 3%. Ampliação de 500x). ......................................51

Figura 24 – Foto texturizada da microestrutura da seção transversal do aço AISI H13

temperado e revenido (Ataque: Nital 3%. Ampliação de 500x). ................................52

Figura 25 – Desenho esquemático da ferramenta de soldagem. ..............................53

Figura 26 – Fresadora vertical convencional utilizada como máquina de soldagem

FSW. .........................................................................................................................54

Figura 27 – Verificação do alinhamento do dispositivo de fixação de juntas na mesa

da máquina................................................................................................................55

Figura 28 – Verificação do batimento no cone ISO 40 fixado ao cabeçote da máquina

de soldagem..............................................................................................................56

Figura 29 – Verificação do batimento no pino da ferramenta de soldagem. .............56

Figura 30 – Ponto de referência para início da inserção do pino da ferramenta de

soldagem nas juntas. ................................................................................................58

Figura 31 – Disposição dos cordões de solda obtidos com diferentes parâmetros de

soldagem...................................................................................................................58

xiii

Figura 32 – Localização das amostras A e B retiradas das juntas soldadas para

análise das seções transversais................................................................................62

Figura 33 – Perfis de microdureza. ...........................................................................65

Figura 34 – Defeitos de soldagem visualizados nos testes preliminares: (a)

embicamento, (b) falta de preenchimento, (c) vazio e (d) rebarbas espessas. .........70

Figura 35 – Defeito de falta de preenchimento em juntas soldadas com rotação de

1000 rpm: (a) Velocidade de avanço de 224 mm/min e (b) Velocidade de avanço de

450 mm/min...............................................................................................................72

Figura 36 – Formação de rebarbas no lado de avanço de soldas: (a) Junta soldada

com 180 rpm e 315 mm/min e (b) Junta soldada com 355 rpm e 14 mm/min...........73

Figura 37 – Defeito de descamação da superfície de duas soldas: (a) Junta soldada

com 180 rpm, 450 mm/min e 0° e (b) Junta soldada com 180 rpm, 450 mm/min e 2°.

..................................................................................................................................76

Figura 38 – Minimização do defeito de descamação da superfície da junta soldada

com 250 rpm, 450 mm/min e 2°. ...............................................................................77

Figura 39 – Rebarbas em soldas: (a) Junta soldada com 250 rpm, 112 mm/min e 2°

e (b) Junta soldada com 250 rpm, 112 mm/min e 0°.................................................78

Figura 40 – Área da cavidade desenvolvida na solda do ensaio 10..........................80

Figura 41 – Zonas formadas na amostra soldada no ensaio 14................................82

Figura 42 – Ampliação das zonas formadas na amostra do ensaio 14: (a) Metal de

base, (b) ZTMA no lado retratado da solda, (c) Nugget , (d) ZTMA formada abaixo da

face da solda e (e) ZTMA no lado de progressão da solda. ......................................83

Figura 43 – Perfis de dureza na amostra do ensaio 14.............................................88

Figura 44 – Perfis de microdureza das amostras dos ensaios 4 e 14. ......................89

Figura 45 – Área de cavidades em soldas em função da velocidade de avanço da

ferramenta de soldagem. ..........................................................................................95

Figura 46 – Área de cavidades em soldas em função do ângulo de inclinação da

ferramenta de soldagem. ..........................................................................................96

xiv

LISTA DE TABELAS

Tabela 1 – Composição química da liga 5052 determinada por espectrometria de

massa (SOUZA, 2003). .............................................................................................46

Tabela 2 – Propriedades físicas da liga 5052 na condição como fabricada (ALCAN,

2001). ........................................................................................................................46

Tabela 3 – Parâmetros de corte utilizados no fresamento das juntas. ......................46

Tabela 4 – Composição química nominal do aço ferramenta AISI H13. ...................50

Tabela 5 – Etapas do procedimento de tratamento térmico do aço ferramenta AISI

H13............................................................................................................................51

Tabela 6 – Velocidades de avanço e rotações disponíveis na fresadora..................54

Tabela 7 – Matriz de planejamento do procedimento experimental. .........................60

Tabela 8 – Composição química do reagente utilizado nos ataques químicos. ........64

Tabela 9 – Intensidades básicas de rotação e velocidade de avanço da ferramenta

de soldagem..............................................................................................................68

Tabela 10 – Intensidades das variáveis de soldagem para execução dos testes

preliminares...............................................................................................................69

Tabela 11 – Envelope operacional. ...........................................................................74

Tabela 12 – Matriz dos níveis de intensidade das variáveis de processo. ................74

Tabela 13 – Áreas das cavidades de cada junta em função das intensidades dos

parâmetros de processo............................................................................................81

Tabela 14 – Perfis de microdureza para a amostra do ensaio 14. ............................86

Tabela 15 – Perfis de microdureza para a amostra do ensaio 4. ..............................87

Tabela 16 – Resultados do teste t Student para as médias de microdureza da junta

14. .............................................................................................................................91

Tabela 17 – Resultados do teste t Student para as médias de microdureza da junta 4

e 14. ..........................................................................................................................91

Tabela 18 – Análise de variância dos valores de área de cavidade..........................93

xv

LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS

AA - Aluminum Association AISI - American Iron and Steel Institute (Instituto do Ferro e Aço Americano) ANOVA - Análise de Variância ASM - American Society for Metals (Sociedade Americana para Metais)

ASTM - American Society for Testing and Materials (Sociedade Americana para Ensaios e Materiais)

AWS - American Welding Society (Sociedade Americana de Soldagem) CNC - Comando Numérico Computadorizado Eq. - Equação FHPP - Friction Hydro Pilar Welding FSW - Friction Stir Welding GL - Graus de Liberdade GTAW - Gas Tungsten Arc Welding (Soldagem ao Arco Elétrico Gás Tungstênio) HRC - Hardness Rockwell (Dureza Rockwell) HV - Hardness Vickers (Dureza Vickers)

ISO - International Organization for Standartization (Organização Internacional para Padronização)

PCBN - Nitreto de Boro Cúbico Policristalino QM - Soma dos Quadrados Médios SQ - Soma dos Quadrados SQTotal - Soma dos Quadrados Total Tf - Temperatura de fusão TWI - The Welding Institute (Instituto de Soldagem) WC - Carboneto de Tungstênio ZAC - Zona Afetada pelo Calor ZTMA - Zona Termo-mecanicamente Afetada

xvi

LISTA DE SÍMBOLOS

q - Quantidade de calor

P - Pressão exercida pela ferramenta

N - Rotação da ferramenta

R - Raio do suporte da ferramenta

V - Velocidade de soldagem

Q - Calor gerado pelo processo de soldagem

Rt - Raio do suporte da ferramenta

HI - Aporte térmico

r - Rotação da ferramenta

T - Torque transmitido pela ferramenta

E - Aporte térmico

νt - Velocidade de avanço da ferramenta

Qin - Aporte térmico

f - Taxa de avanço da ferramenta

Pin - Potência friccional

FZ - Força normal à superfície do metal de base

P - Potência de soldagem

Qtotal - Insumo de calor

Rs - Raio do suporte da ferramenta

Rp - Raio do pino da ferramenta

Hp - Comprimento do pino da ferramenta

µ - Coeficiente de atrito

α - É o coeficiente de eficiência do insumo de calor

ω - Velocidade angular de rotação da ferramenta

σy - Tensão de escoamento do material de base na temperatura de soldagem

ε - Eficiência do processo

η - Eficiência da transferência de calor na solda

ηe - Eficiência do spindle

δ - Variável de estado de contato

xvii

σyield - Tensão de escoamento do metal de base

α - Ângulo de inclinação da ferramenta

θ - Ângulo do cone do suporte da ferramenta

Capítulo 1 Introdução 1

1 INTRODUÇÃO E OBJETIVOS

1.1 Introdução

Segundo a American Welding Society - AWS (1998) e MISHRA et al. (2005) a

formação de defeitos como porosidade e trincas, bem como a perda significativa de

propriedades mecânicas de juntas soldadas, tem tornado a soldagem a arco elétrico

de ligas de alumínio pouco atrativa para construção de estruturas aeroespaciais.

Assim, grandes indústrias fabricantes de componentes aeroespaciais têm aplicado

novos processos de soldagem no estado sólido na união dessas ligas (MISHRA et

al., 2005).

A aplicação de processos de soldagem no estado sólido em ligas de alumínio

de alta resistência mecânica tem sido destacada em pesquisas científicas (HASSAN

et al., 2003, SU et al., 2003, SU et al., 2005 e KAMP et al., 2006). Devido aos

processos de soldagem no estado sólido não gerarem fusão localizada do material

de base, muitos dos problemas metalúrgicos associados à fase líquida desenvolvida

em soldas realizadas por processos de soldagem por fusão não são observados em

soldas executadas pelos processos de soldagem no estado sólido (BARNES et al.,

2000).

Processos de soldagem no estado sólido como o Friction Stir Welding (FSW)

têm sido aplicados na soldagem de materiais de baixo ponto de fusão como ligas de

alumínio, magnésio e cobre (FUJII et al., 2005). Este processo de soldagem permite

que a soldagem de metais ferrosos e de não ferrosos seja realizada a temperaturas

abaixo da temperatura de fusão destes materiais. Esta característica possibilita uma

boa soldabilidade de ligas de alumínio trabalháveis que são sensíveis à formação de

trincas de solidificação quando soldadas por processos de soldagem a arco elétrico

(ASM, 1998, LI et al., 1999, NORLIN, 2000 e ALCAN, 2001).

Nos últimos anos, muitos estudos relacionados à caracterização microestrutural

de ligas de alumínio trabalháveis soldadas por FSW têm sido desenvolvidos

(SUTTON et al., 2003, YANG et al., 2004, SUTTON et al., 2004 e SHERCLIFF et al.,

2005). Apesar disso, poucos estudos têm procurado relacionar as propriedades

mecânicas de ligas de alumínio soldadas por FSW com a geometria da ferramenta

de soldagem ou, ainda, procurado otimizar os parâmetros de processo com o

Capítulo 1 Introdução 2

propósito de evitar a formação de descontinuidades em soldas (SCIALPI et al., 2006,

FUJII et al., 2006, ELANGOVAN et al., 2007 e LOMBARD et al., 2007). De acordo

SCIALPI et al. (2006), além de poder gerar descontinuidades nas juntas, a geometria

da ferramenta pode afetar o crescimento de grãos e os perfis de dureza em regiões

soldadas que sofreram grandes deformações plásticas durante o processo.

Pelo fato do FSW ser um processo de soldagem relativamente novo, poucas

pesquisas têm sido realizadas no Brasil com a finalidade de estudar os benefícios e

as limitações impostas por este processo (ROLDO et al., 2003, CARLETTI et al.,

2004, BONOME et al., 2006). Por isso, neste trabalho foram empregados esforços e

recursos materiais com o propósito de realizar a soldagem de uma liga de alumínio

trabalhável pelo processo Friction Stir Welding e obter maior conhecimento sobre os

fundamentos do processo.

1.2 Objetivos

O objetivo principal deste trabalho foi estudar a influência das variáveis do

processo FSW na soldagem da liga de alumínio 5052 e na geração de defeitos no

cordão. Para verificar a influência das variáveis, as soldas foram avaliadas quanto à

formação de descontinuidades típicas do processo. Como objetivos secundários

deste trabalho, buscou-se:

Projetar e fabricar uma ferramenta não consumível e um dispositivo de

fixação de juntas de topo adequadas para a soldagem pelo processo FSW.

Pesquisar as alterações macroestruturais e avaliar a dureza das soldas

obtidas pelo processo FSW.

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 3

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

2.1 Introdução

A revisão da literatura deste estudo foi dividida em três itens. No item 2.2, é

realizada uma revisão sobre os processos de soldagem no estado sólido. No item

2.3 é conduzida uma revisão sobre o processo Friction Stir Welding, procurando

fundamentar os princípios de operação, parâmetros de processo, fluxo plástico,

evolução microestrutural, propriedades mecânicas das soldas e descontinuidades

ocasionadas na soldagem de ligas de alumínio. No item 2.4, é realizada uma

abordagem geral sobre as ligas de alumínio trabalháveis tratáveis termicamente e

ligas de alumínio trabalháveis não tratáveis termicamente.

2.2 Soldagem por fricção

A soldagem por fricção é um processo de união metalúrgica no estado sólido

que utiliza a transformação de energia mecânica em energia térmica, gerada pelo

atrito entre as superfícies a serem unidas. Na soldagem por fricção, a união de

juntas é obtida pela aplicação de pressão e pelo escoamento plástico do material de

superfícies em atrito (MACHADO, 1996).

A AWS (2001) define a soldagem no estado sólido como a união por processos

macro e microscópicos nas superfícies de contato de materiais ferrosos e não

ferrosos pela coalescência destes materiais a altas temperaturas abaixo de seus

pontos de fusão.

Como pode-se verificar na Figura 1, o princípio da soldagem por fricção

consiste em fazer um membro com velocidade rotacional acelerada (Figura 1(a))

deslocar axialmente contra outro membro (Figura 1(b)), objetivando gerar forças de

fricção e calor suficiente (Figura 1(c)) para unir os materiais por forjamento durante a

aplicação de uma carga normal às suas superfícies de contato (Figura 1(d))

(MARQUES et al., 2005). A continuidade da aplicação da carga normal proporciona

o escoamento plástico do material da junta, formando um anel externo (Figura 1(d))

(MACHADO, 1996).


Figura 1 – Soldagem por fricção (MARQUES et al., 2005).

Segundo MARQUES et al. (2005), as variantes do processo de soldagem por

fricção mais empregadas são os processos de soldagem por fricção por arraste

contínuo e soldagem por fricção por inércia. O princípio básico desses processos é

ilustrado na Figura 2 (a) e (b). Em ambos os processos as peças são fixadas por

placas de castanhas, mas apenas uma peça é rotacionada por intermédio de um

acionamento motor. Na soldagem por fricção por arraste contínuo a peça que não

apresenta movimento giratório é deslocada axialmente até ocorrer contato com a

peça giratória, provocando o aquecimento das superfícies em atrito. Após ser

atingida a temperatura de forjamento nas superfícies em contato dos materiais, o

sistema de acionamento motor é desacoplado do sistema de fixação da peça rotativa

fazendo com que a peça pare. Na seqüência, a pressão axial é aumentada até a

obtenção do forjamento das peças e mantida posteriormente até o resfriamento total

das peças soldadas.

No processo de soldagem por inércia, a peça fixada por um sistema acoplado a

um volante é rotacionada até atingir velocidade adequada para a realização da

soldagem. Quando a velocidade de soldagem é atingida, o volante é desacoplado do

acionamento motor e uma outra peça, que estava estática, é deslocada axialmente

sobre a peça giratória exercendo pressão axial constante. Quando o movimento

giratório da peça fixada é cessado, a união das peças é finalizada (MACHADO,

1996; MARQUES et al., 2005).


Figura 2 – Desenho esquemático dos equipamentos para soldagem por fricção: (a) por

arraste contínuo e (b) por inércia (MARQUES et al., 2005).

A soldagem por fricção tem sido utilizada nos mais variados setores da

indústria, desde o ramo aeronáutico, metal-mecânico, petrolífero, militar, agrícola e

automobilístico (KNIPSTRÖM, 1995).

De acordo com MARQUES et al. (2005), variações dos processos de soldagem

por fricção têm sido aplicadas no reparo e manutenção na indústria naval, petrolífera

e nuclear. Estas variações dos processos de soldagem por fricção são o Friction

hydro pilar processing (FHPP), Friction stitch welding e o Friction stir welding (FSW).

Ao contrário dos processos de soldagem por fricção por arraste contínuo e por

inércia, o Friction hydro pilar processing e o Friction stitch welding são processos de

soldagem de reparo e manutenção que utilizam consumíveis durante a soldagem.

Como pode ser visto na Figura 3, o FHPP é realizado em duas etapas, as quais

consistem em uma etapa inicial de furação do material de base e uma etapa

posterior para enchimento desse volume com um consumível de composição

equivalente a do material de base. Quanto ao Friction stitch welding (Soldagem de

costura por fricção), este processo utiliza o mesmo método empregado no FHPP,

porém, realiza sucessivas soldas sobrepostas com o propósito de reparar por

completo estruturas que apresentem trincas. A Figura 4 ilustra uma solda realizada

por Friction stitch welding.


Figura 3 – Friction hydro pilar processing: (a) cilíndrico e (b) cônico (MARQUES et al., 2005).

Figura 4 – Desenho esquemático de uma junta soldada por Friction stitch welding

(MARQUES et al., 2005).

No Friction hydro pilar processing e no Friction stitch welding a união do

material de base é iniciada a partir da geração de atrito e calor durante o contato do

material consumível em movimento de rotação com a região mais profunda da

cavidade obtida na etapa de furação. O atrito e o calor gerado durante o processo

promovem o escoamento do material consumível deformado plasticamente e a

movimentação axial de planos de cisalhamento do material de base, permitindo que

o material de adição seja adicionado às paredes da cavidade.

O Friction stir welding, por sua vez, é um processo de soldagem que utiliza

uma ferramenta rotativa não consumível, a qual pela ação de fricção gera calor e


escoamento plástico suficientes permite que materiais metálicos sejam unidos. Uma

abordagem mais detalhada sobre o processo Friction stir welding é apresentada no

item seguinte.

2.3 Friction Stir Welding (FSW)

O processo Friction stir welding é um processo de soldagem relativamente

novo, o qual foi desenvolvido em 1991 pelo The Welding Institute (TWI) e

inicialmente aplicado na soldagem de ligas de alumínio (MISHRA et al., 2005). Em

termos de aplicação industrial, o FSW é um processo recente de união de materiais

que está possibilitando, em um curto período de tempo, novas soluções de projeto

envolvendo ligas de alumínio. Pelo fato de permitir a soldagem de materiais no

estado sólido, o processo de soldagem FSW tem sido bastante utilizado na união de

ligas de alumínio de grande resistência mecânica, susceptíveis a formação de

trincas durante a solidificação quando soldadas por processos de soldagem ao arco

elétrico.

De acordo com MACHADO (1996), NORLIN (2000), BARNES et al. (2000) e

GANEV et al. (2005), o processo de soldagem FSW apresenta, em resumo, as

seguintes vantagens quando comparado com processos de soldagem por fusão:

Não necessita a utilização de material de adição para realizar a união das

juntas.

A zona afetada pelo calor é bastante reduzida, o que proporciona a junta uma

pequena variação de dureza ao longo desta região.

Deformações e tensões no material soldado são mínimas, quando verificadas.

A utilização de gás de proteção geralmente é desnecessária.

O processo é capaz de unir juntas de topo com espessuras acima de 12 mm

com um único passe.

Causa menor impacto ecológico, pois consome menos energia elétrica e não

apresenta a formação de fumos de soldagem durante a sua execução.

Embora apresente muitas vantagens, segundo CARLETTI et al. (2004) e

GANEV et al. (2005), o processo apresenta algumas desvantagens:


Necessita que as juntas sejam fixadas rigidamente.

O dispositivo de fixação de juntas impossibilita a utilização de equipamento

portátil.

A ferramenta de soldagem deve ser adequada para cada espessura de

material que se deseja soldar.

No final das soldagens, a ferramenta deixa um orifício no cordão de solda.

Segundo LI et al. (1999), a temperatura desenvolvida no processo é

relativamente baixa e, para as ligas de alumínio, não ultrapassa a temperatura de

fusão (Tf), chegando a temperaturas máximas de processo variando entre 0,6 Tf e

0,8 Tf nestes materiais. Como a temperatura desenvolvida no processo FSW é

abaixo da temperatura de fusão do material de base, a utilização de gases de

proteção na soldagem de ligas de alumínio é desnecessária, pois não ocorre a

formação de poça de fusão como nos processos de soldagem a arco elétrico. Já que

não há formação da poça de fusão, a geração de respingos também não é verificada

nas juntas soldadas. Outra característica importante do processo FSW é a

inexistência de radiação do arco elétrico, pois a geração de calor no processo é

obtida mecanicamente e não eletricamente como nos processos de soldagem por

arco elétrico.

De acordo com ANDERSSON et al. (1999), máquinas de usinagem para

fresamento modificadas têm sido utilizadas com sucesso no desenvolvimento de

pesquisas envolvendo o processo FSW. Fresadoras verticais, como a ilustrada na

Figura 5, podem ser facilmente adaptadas para a execução de soldas por FSW por

possuírem características de projeto que atendem as exigências do processo. Estas

características são a grande rigidez estrutural do conjunto e a gama de velocidades

de avanço e de rotações que podem ser desenvolvidas pela máquina-ferramenta.


Figura 5 – Fresadora vertical adaptada para a realização de soldas por FSW (ANDERSSON

et al., 1999).

As características de projeto de construção permitem que, com poucas

implementações, as fresadoras sejam utilizadas como fontes energia mecânica de

alto torque para a soldagem FSW. As implementações podem variar desde a

instalação de equipamentos auxiliares para medição de forças e torques

desenvolvidos durante o processo de soldagem, bem como a utilização de um

dispositivo especial para fixação das juntas e instalação de um sistema eletrônico

para indicar o posicionamento da ferramenta durante a realização das soldagens. O

dispositivo para fixação de juntas, deve ser desenvolvido especificamente para a

mesa da fresadora e deve manter a junta bem fixa, evitando o afastamento das

partes que a compõe devido a ação das forças desenvolvidas durante a penetração


da ferramenta rotativa no início do processo e durante o avanço da ferramenta ao

longo da linha de soldagem (MISHRA et al., 2005). Na Figura 6 é ilustrado um

dispositivo de fixação para juntas de topo.

Figura 6 – Dispositivo para fixação de juntas de topo (ANDERSSON et al., 1999).

2.3.1 Princípios de operação

O princípio de operação do processo FSW é considerado simples. A união é

realizada pelo aquecimento friccional gerado pela rotação e pelo movimento de

translação de uma ferramenta cilíndrica não consumível entre uma junta, conforme

mostrado na Figura 7.


Figura 7 – Princípio de operação do processo de soldagem Friction stir welding (THOMAS et

al., 1997).

Na soldagem por processo FSW ilustrada pela Figura 7, uma ferramenta

cilíndrica composta por um suporte e um pino de alta resistência ao desgaste é

pressionada sobre uma junta com o objetivo de produzir aquecimento friccional entre

os membros desta, causando o amolecimento do material de base sem que este

alcance o seu ponto de fusão. O suporte da ferramenta desenvolve com sua parte

inferior um aquecimento friccional na região de contato com o metal de base. A ação

combinada do aquecimento friccional gerado pelo pino e pelo suporte da ferramenta

geram uma condição hidrostática aproximadamente plástica ao redor do pino

pressionado e a superfície da junta em contato com o suporte (THOMAS et al.,

1997). O aquecimento friccional desenvolvido durante a soldagem pode ser variado

pela alteração da velocidade de rotação da ferramenta e da intensidade da força

normal de compressão aplicada na ferramenta durante a execução do processo de

soldagem (CARLETTI et al., 2004).


O suporte da ferramenta, além de ajudar na geração do aquecimento friccional

total do processo, também tem a função garantir uma boa aparência superficial e

evitar que o material deformado plasticamente na superfície da junta seja expelido

durante a soldagem. Apesar disso, a face da solda apresenta em toda a sua

extensão ondulações superficiais semi-circulares, como ilustrado na Figura 7.

Segundo KHALED (2005), ondulações semi-circulares não devem ser consideradas

como defeitos de soldagem por serem inerentes ao processo. Essas ondulações são

desenvolvidas a partir do contato entre a geometria da parte inferior do suporte da

ferramenta e a superfície da junta durante o deslocamento da ferramenta em

movimento de rotação.

Na execução do processo, enquanto a ferramenta de soldagem é deslocada ao

longo da junta (direção de avanço), o pino gera um fluxo de material deformado

plasticamente devido a rotação da ferramenta. Com o avanço da ferramenta, o

material do fluxo plástico gerado pelo pino coalesce transversalmente entre o

substrato e o pino, formando uma ligação de fase sólida entre os substratos e unindo

os membros da junta (THOMAS et al., 1997 e MISHRA et al., 2005). Devido a esse

comportamento, THOMAS et al. (1997) definiram que o Friction stir welding pode ser

considerado como uma técnica autógena de soldagem por keyhole. Por outro lado,

CARLETTI et al. (2004) comentam que o processo FSW pode ser comparado com

um processo de extrusão devido ao comportamento plástico exibido pelo material

aquecido ao redor do pino da ferramenta durante a soldagem. Em concordância com

CARLETTI et al. (2004), GANEV et al. (2005) diz que o processo FSW pode ser

descrito como uma combinação de processos de conformação mecânica de

extrusão e forjamento.

2.3.2 Variáveis do processo

No FSW as variáveis do processo são fatores que influem diretamente no fluxo

de material deformado plasticamente durante a soldagem. A geometria da

ferramenta, os parâmetros de soldagem e o projeto da junta são os fatores que

exercem efeitos importantes no comportamento do fluxo material, na distribuição da


temperatura desenvolvida e na evolução microestrutural do material soldado

(KHALED, 2005).

2.3.2.1 Geometria e material da ferramenta de soldagem

Segundo MISHRA et al. (2005), apesar do pouco entendimento sobre o fluxo

plástico desenvolvido no processo FSW, presume-se que a geometria da

ferramenta, bem como a rotação e a velocidade de deslocamento da ferramenta na

junta influenciam o comportamento do fluxo. Ferramentas para FSW com diferentes

geometrias têm sido desenvolvidas buscando a otimização das velocidades de

rotação e de deslocamento da ferramenta, bem como a diminuição das forças de

soldagem pela formação facilitada do fluxo plástico em diferentes materiais. Além de

objetivar maior produtividade pela otimização dos parâmetros de soldagem, o

desenvolvimento de ferramentas também busca obter soldas com propriedades

mecânicas melhores, proporcionando desta forma, juntas de maior qualidade

CARLETTI et al. (2004).

Uma ferramenta para FSW consiste de um pino e de um suporte, os quais

podem assumir várias geometrias, conforme mostrado na Figura 8. Além de

promover o aquecimento localizado da peça pela fricção entre o pino e o material de

base, a ferramenta de soldagem tem a função de misturar o material e deslocá-lo na

extensão de toda a junta (KHALED, 2005).

Segundo GUERRA et al. (2003), ferramentas para FSW devem possuir pinos

com comprimento pouco menor que a espessura do material de base (em torno de 5

décimos de mm) e diâmetro próximo da espessura do material de base que se

deseja soldar. Outra característica importante é o diâmetro do suporte da

ferramenta, o qual deve ser três vezes o diâmetro do pino.


Figura 8 – Representação esquemática de ferramentas rotativas com várias configurações

de suporte e pino (KHALED, 2005).

SCIALPI et al. (2006) estudaram os efeitos de três ferramentas com suportes

de geometrias diferentes e com pinos roscados de geometrias iguais nas

propriedades mecânicas e microestruturais de juntas da liga de alumínio 6082-T6.

De acordo com as observações de SCIALPI et al. (2006), diferenças na geometria

dos suportes das ferramentas provocaram crescimento dos grãos em regiões que

experimentaram grandes deformações plásticas. Segundo os autores, isso ocorreu

devido aos diferentes aquecimentos gerados pelos suportes. A influência da

geometria dos diferentes suportes também foi observada nos perfis de microdureza

das regiões que sofreram grandes deformações plásticas. Segundo SCIALPI et al.

(2006), os valores da microdureza na zona misturada foram coerentes com o


tamanho de grão e altos valores de dureza são verificados em locais com uma

estrutura composta por grãos finos.

FUJII et al. (2006) investigaram a influência da utilização dos pinos de

ferramentas de geometria cilíndrica sem pino roscado, cilíndrica com pino roscado, e

com pino prismático triangular sobre as propriedades mecânicas e na microestrutura

das ligas de alumínio 1050-H24, 6061-T6 e 5083-O. De acordo com os resultados

obtidos, FUJII et al. (2006) concluíram que ferramentas cilíndricas sem pino roscado

produzem soldas com propriedades mecânicas melhores em ligas com resistência

mecânica baixa como a liga 1050-H24, pois produzem menor quantidade de defeitos

(caracterizados por vazios internos) do que as demais geometrias de ferramentas.

Já para a liga 6061-T6, as diferentes geometrias das ferramentas não afetaram

significativamente as propriedades mecânicas e a microestrutura do material na

região soldada. Por outro lado, na soldagem FSW da liga 5083-O, ferramentas

cilíndricas com e sem pino roscado produzem facilmente vazios nas juntas soldadas

quando altas rotações são utilizadas nas soldagens. Apesar disso, FUJII et al. (2006)

relataram que em rotações mais baixas, as ferramentas cilíndricas com pino roscado

produzem soldas de qualidade.

Segundo ROSATO (2003), ferramentas para FSW devem apresentar grande

durabilidade e os materiais para a fabricação destas ferramentas devem ser

escolhidos em função do tipo de junta que se deseja unir, dos parâmetros de

processo e do tipo de equipamento que será utilizado para a realização das soldas.

Em concordância com ROSATO (2003), KHALED (2005) afirma que os materiais

utilizados para a fabricação de ferramentas para FSW são selecionados

considerando a espessura, temperatura de fusão e dureza do material de base. Em

observação posterior, FUJII et al. (2006) afirmaram que a aplicação do processo

FSW na soldagem de materiais que apresentam alto ponto de fusão tem sido

limitada devido a falta de materiais apropriados para a fabricação de ferramentas. De

acordo com ROSATO (2003), materiais apropriados para ferramentas para FSW

devem possuir condutividade térmica menor que a do material que se deseja unir,

possuir grande estabilidade dimensional, tenacidade à fratura, boa usinabilidade e

baixo custo. Segundo CARLETTI et al. (2004), os materiais para ferramentas

utilizadas em FSW devem possuir baixa condutividade térmica, para que as perdas

de calor pela ferramenta sejam mínimas, boa resistência à abrasão, resistência às


altas temperaturas desenvolvidas pelo processo e não devem ser susceptíveis a

reações com o material que se deseja soldar.

KHALED (2005) relata que ferramentas de nitreto de boro cúbico policristalino

(PCBN) têm sido utilizadas com sucesso na soldagem de aços inoxidáveis AISI 316L

e AISI 310 por apresentarem boa resistência química e física ao desgaste,

resistência a elevadas temperaturas desenvolvidas no processo e por dissiparem

com eficiência o calor conduzido para a ferramenta durante a soldagem.

Segundo FUJII et al. (2006) ligas de tungstênio, ligas de molibdênio, carboneto

de tungstênio (WC) e nitreto de boro cúbico policristalino são materiais que

ocasionam limitações na fabricação de ferramentas quando determinadas

geometrias são desejadas, pois suas propriedades mecânicas dificultam a obtenção

de geometrias complexas de pino, como, por exemplo, em ferramentas com pinos

roscados. Apesar disso, alguns estudos têm relatado a utilização de ferramentas

fabricadas em ligas de tungstênio e molibdênio (LIENERT et al., 2003) e em ligas de

carboneto de tungstênio e cobalto (LIU et al., 2005).

Para ferramentas fabricadas em aço, alguns estudos relatam a utilização de

ferramentas de aço carbono (MURR et al., 1997, MURR et al., 1998, LI et al.,1999,

SQUILLACE et al., 2004, DEQING et al., 2004 e ELANGOVAN et al., 2007), de aço

AISI H13 (ZENG et al., 2006), e aço rápido (CHEN et al., 2006) na soldagem FSW.

De acordo com ROSATO (2003), ferramentas de aço H13 têm sido utilizadas com

sucesso na soldagem FSW de ligas de alumínio pelo fato de atenderem aos

requisitos de baixo custo, boa condutividade térmica e resistência à fratura, além de

apresentarem dureza superior a 45 HRC quando submetidas a tratamentos témicos

de têmpera e revenimento. Por outro lado, segundo FUJII et al. (2006), as

ferramentas para FSW fabricadas em aço podem ser fragilizadas durante a

soldagem de ligas de alumínio da série 7000 devido a estas ligas possuírem zinco

como elemento de liga. ROSATO (2003) explica que essa fragilização da ferramenta

na soldagem de ligas de alumínio contendo zinco em sua composição química,

ocorre devido à migração do zinco para os contornos de grão do material da

ferramenta quando temperaturas elevadas são alcançadas. Apesar disso, ROSATO

(2003) comenta ainda que este inconveniente pode ser eliminado utilizando-se

materiais alternativos para a fabricação de ferramentas, como ligas de titânio e


Inconel ou aplicando-se revestimentos como zircônia ou nitreto de silício em

ferramentas de aço.

2.3.2.2 Parâmetros de soldagem

A energia fornecida a uma junta durante a execução da sua soldagem é

dependente de parâmetros intrínsecos ao processo de soldagem utilizado. Esta

energia fornecida à junta em determinada unidade de comprimento é chamada de

energia de soldagem ou aporte térmico (MARQUES et al., 2005).

Segundo KIM et al. (2006), a quantidade de calor desenvolvida no processo

FSW pode ser descrita pela Equação 1:

][34 32 JPNRq µπ= Eq. 1

onde:

q é a quantidade de calor [J];

µ é o coeficiente de atrito;

P é a pressão exercida pela ferramenta [Pa];

N é a rotação da ferramenta [rpm];

R é o raio do suporte da ferramenta [mm].

Na Equação 1, se considerarmos a velocidade de avanço da ferramenta de

soldagem, teremos então a Equação 2 que é referente a energia de soldagem Q.

]/[34 3

2 mJVPNR

VqQ αµπα== Eq. 2

onde:

α é o coeficiente de eficiência do insumo de calor [J/m];

µ é o coeficiente de fricção;


V é a velocidade de soldagem [mm/min].

KIM et al. (2006) explicam que se α, µ, e R forem assumidos como constantes

na Equação 2, a energia de soldagem pode ser calculada pela Equação 3

simplificada, a qual expressa o cálculo da energia de soldagem considerando

apenas a pressão exercida pela ferramenta, a rotação e a velocidade de avanço da

ferramenta ou velocidade de soldagem:

VPNQ = Eq. 3

Por outro lado, segundo ROSATO (2003), a quantidade de calor gerado no

processo FSW pelo suporte da ferramenta na superfície da junta (na posição

horizontal plana) pode ser descrito pela Equação 4, enquanto que a energia de

soldagem pode ser calculada pela Equação 5.

][3

3

kWR

Q tyωπσ= Eq. 4

onde:

Q é o calor gerado pelo processo de soldagem [kW];

ω é velocidade angular de rotação da ferramenta [rad/s];

Rt é o raio do suporte da ferramenta [m];

σy é a tensão de escoamento do material de base na temperatura de soldagem

[MPa];

]/[10002 mJ

VTrHI επ

= Eq. 5

onde:

HI é o aporte térmico [J/m];


r é a rotação da ferramenta [rpm];

T é o torque transmitido pela ferramenta [N.m];

ε é a eficiência do processo (onde ε é 0,9 para o alumínio);

V é a velocidade de soldagem [mm/min].

Em estudo relacionado à soldagem da liga de alumínio trabalhável

termicamente tratável 2024-T3, SUTTON et al. (2003) calcularam as energias de

soldagem com o auxílio da Equação 6. De acordo com SUTTON et al. (2003), a

Equação 6 desconsidera as perdas de energia por condução através do sistema de

fixação do metal de base, bem como as perdas por convecção durante a realização

das soldagens.

].[ 1−= mmJTEtνω

Eq. 6

onde:

E é o aporte térmico [J.mm-1];

T é o torque transmitido pela ferramenta [N.m];

ω é a velocidade angular da ferramenta [rad.s-1];

νt é a velocidade de avanço da ferramenta [mm.s-1].

LOMBARD et al. (2007) argumentam que vários estudos têm proposto

equações para caracterizar a energia de soldagem desenvolvida no processo FSW e

que a consideração de uma única fonte de geração de calor como a fricção entre a

ferramenta de soldagem e o metal de base ou como o aquecimento gerado pela

deformação plástica, por exemplo, tornam o entendimento do processo FSW mais

complicado. Desta forma, LOMBARD et al. (2007) utilizaram duas formas diferentes

para calcular a energia de soldagem em estudo relacionado a otimização de

parâmetros de processo, minimização de defeitos e maximização da vida em fadiga

da liga de alumínio trabalhável não tratável termicamente 5083-H321. A primeira

forma de levantamento da energia de soldagem no estudo foi realizada utilizando-se

a Equação 7, a qual descreve a energia de soldagem aproximada considerando o


torque da ferramenta. A segunda forma utilizou a Equação 8 que trata a energia de

soldagem como potência friccional desenvolvida no processo.

]/[2 mmJf

TQinωπη= Eq. 7

onde:

Qin é o aporte térmico [J/mm];

η é a eficiência da transferência de calor na solda (em torno de 0,9);

ω é a velocidade de rotação da ferramenta [rpm];

T é o torque transmitido pela ferramenta [N.mm];

f é a taxa de avanço da ferramenta [mm/min].

]/[34 sJRtFP Zin ωµπ= Eq. 8

onde:

Pin é a potência friccional [J/s];

µ é o coeficiente efetivo de fricção abaixo do suporte da ferramenta;

FZ é a força normal à superfície do metal de base (força com que a ferramenta

é pressionada contra a superfície do metal de base) [N];


Rt é o raio do suporte da ferramenta [mm].

ARBEGAST (2004) diz que a potência de soldagem (potência fornecida pelo

pino da ferramenta em função do torque e da rotação desenvolvidos na soldagem

FSW) é dependente do fator de eficiência do eixo árvore (rendimento do motor

elétrico responsável pela rotação da ferramenta), o qual descreve o percentual de

potência transferido do motor elétrico da máquina de soldagem para o pino da

ferramenta.


eTP ηω= Eq. 9

onde:

P é a potência de soldagem [W];

ω é a velocidade de rotação da ferramenta [rad/s];

T é o torque do eixo árvore da máquina de soldagem [N.m];

ηe é a eficiência do eixo árvore (no máximo 1).

Considerando-se a potência de soldagem em função da velocidade de avanço da

ferramenta, obtêm-se a Equação 10 referente a energia específica de soldagem.

fVPSE = Eq. 10

Onde:

SE é a energia de soldagem [J/mm];

Vf é a taxa de avanço da ferramenta [mm/s].

Em estudo posterior, CHEN et al. (2006), apresentaram um modelo matemático

para o cálculo da geração de calor no processo FSW levando em consideração a

influência da inclinação da ferramenta na geração de calor da solda, de acordo com

a Equação 11. Segundo CHEN et al. (2006), o ângulo de inclinação da ferramenta,

ângulo formado entre o eixo central da ferramenta e a superfície do material de

base, conforme a Figura 9, tem grande influência na geração do fluxo material

devido a força friccional e ao insumo de calor sob as mesmas velocidades de

soldagem e de rotação da ferramenta.

]3)tan1(cos

1)[(*

])1([32

333

33pppps

yieldtotal

HRRRR

FQ

+++−

−+=

θα

ωµδτδπ

Eq.11


onde:

Qtotal é o insumo de calor [J/m];

δ é a variável de estado de contato (0 ≤ δ ≤ 1);

σyield é a tensão de escoamento do metal de base [Pa];

µ é o coeficiente de fricção;

F é a força normal à superfície do metal de base [N];


Rs é o raio do suporte da ferramenta [m];

Rp é o raio do pino da ferramenta [m];

α é o ângulo de inclinação da ferramenta [°];

θ é o ângulo do cone do suporte da ferramenta [°];

Hp é o comprimento do pino da ferramenta [m].

Figura 9 – Ângulo de inclinação da ferramenta com relação à superfície do metal de base

(adaptado de KHALED, 2005).

MISHRA et al. (2005) relatam que parâmetros de soldagem como a velocidade

de rotação e a velocidade de soldagem ou velocidade de avanço da ferramenta são

parâmetros extremamente importantes no FSW, pois estes influem diretamente no

comportamento do fluxo plástico durante a execução da soldagem. De acordo com

YANG et al. (2004) a combinação destes dois parâmetros de processo permite a

realização de uniões em condições diferentes, as quais a literatura consultada

chama de “solda quente”, “solda média” e “solda fria”. Soldas quentes são soldas


realizadas com altos aportes térmicos, baixas rotações, baixas velocidades de

soldagem da ferramenta e com baixa potência do processo. As soldas frias são

soldas realizadas com baixos aportes térmicos, altas rotações, altas velocidades de

soldagem da ferramenta e com alta potência do processo. As soldas médias, por sua

vez, são soldas realizadas com aportes térmicos, rotações, velocidades de soldagem

da ferramenta e potência do processo intermediários entre os parâmetros utilizados

na execução de soldas quentes e soldas frias (YANG et al., 2004).

LOMBARD et al. (2007) comentam que a potência friccional desenvolvida

durante a soldagem FSW está relacionada diretamente com as propriedades trativas

de juntas soldadas da liga de alumínio 5083-H321. De acordo com a Figura 10, altos

valores de resistência à tração são obtidos na juntas soldadas da liga 5083-H321

quando valores menores de potência friccional são desenvolvidos. Estes baixos

valores de potência friccional estabelecem temperaturas de processo mais altas que

as observadas quando altos valores de potência friccional são desenvolvidos,

permitindo que seja desenvolvida uma melhor formação do fluxo plástico e, por

conseqüência, o desenvolvimento de melhor resistência à tração.

200

220

240

260

280

300

320

1600 1800 2000 2200 2400 2600

Potência friccional (J/s )

Res

istê

ncia

a tr

ação

(MPa

)

Figura 10 – Potência friccional versus resistência à tração da liga 5083-H321 (adaptado de

LOMBARD et al., 2007).


Segundo YANG et al. (2004), no estudo metalúrgico da liga AA2524-T351

soldada por FSW foi observado que soldas quentes e soldas frias podem apresentar

uma estrutura de grãos equiaxiais em seções transversais das regiões que foram

deformadas plasticamente na soldagem. Além disso, de acordo com discussões

conduzidas por YANG et al. (2004), grãos recristalizados nas regiões deformadas

plasticamente de soldas quentes e frias apresentam tamanho médio diferente, sendo

que em soldas quentes o tamanho médio dos grãos recristalizados foi relativamente

menor que o tamanho médio dos grãos recristalizados tanto em soldas médias como

em soldas frias.

2.3.2.3 Tipos de juntas

Segundo MISHRA et al. (2005) as configurações de juntas mais convenientes

para a soldagem FSW são as juntas de topo e as juntas sobrepostas. Uma grande

quantidade de estudos envolvendo a soldagem FSW de juntas de topo e juntas

sobrepostas tem sido realizada com o objetivo de investigar a evolução

microestrutural das regiões desenvolvidas nas soldas, as propriedades de cada uma

destas regiões e os fatores que afetam as propriedades (CEDERQVIST et al., 2001,

SUTTON et al., 2002, SU et al., 2003, SALEM, 2003, YANG et al., 2004, FONDA et

al., 2004, SU et al., 2005).

2.3.3 Fluxo plástico

De acordo com LI et al. (1999), o comportamento do fluxo plástico de material

originado durante a soldagem com FSW é dependente da geometria e da rotação da

ferramenta.

MISHRA et al. (2005) relatam que o comportamento do material durante a

execução do FSW é bastante complexa e, embora fatores como a geometria da

ferramenta, parâmetros de soldagem, material e temperatura inicial da junta possam

influenciar a formação do fluxo do material, o entendimento sobre o processo de

deformação envolvido ainda não é completamente compreendido.

Em concordância com CARLETTI et al. (2004) sobre o fato do processo de

soldagem FSW poder ser comparado com um processo de extrusão, MISHRA et al.


(2005) relatam que um modelo chamado de modelo da zona misturada,

desenvolvido por outros pesquisadores, onde o fluxo plástico de material se

apresenta na forma de um vórtice durante a rotação do pino da ferramenta. Esse

fluxo de material é originado a partir de uma determinada velocidade angular e flui

desde a ferramenta até uma interface desta e o metal de base, onde a velocidade

angular do fluxo cai a zero, formando uma zona plástica pela deformação plástica

decorrente. MISHRA et al. (2005) relatam que a formação do fluxo plástico inicia-se

quando a ferramenta de soldagem se deslocada com velocidades de soldagem e

rotações constantes, desenvolvendo temperaturas favoráveis à deformação plástica

do material de base. Quando estas temperaturas favoráveis à deformação plástica a

quente são alcançadas, uma região de deformação plástica inicial desenvolvida faz

com que tensões geradas pela ferramenta de soldagem excedam as tensões críticas

de fluxo do material, tornando possível o desenvolvimento de um fluxo plástico. O

material da região então é deformado plasticamente e forçado tanto para cima (na

região de contato com o suporte da ferramenta), como para baixo (em direção a

região extrudada), sendo verificada ainda a captura de pequenas quantidades deste

material pelo vórtice formado na parte inferior do pino da ferramenta. Este

mecanismo é mostrado esquematicamente na Figura 11.

Figura 11 – Desenvolvimento do fluxo plástico (adaptado de ARBEGAST, 2004).


Na região extrudada, o fluxo plástico em torno do pino da ferramenta flui a

partir da parte dianteira da ferramenta e é direcionado para a parte traseira desta,

onde o material é forçado em uma cavidade à esquerda pelo movimento

desenvolvido pelo pino sob a presença de pressões hidrostáticas. O material

extrudado é mantido na cavidade e sujeitado a forças de forjamento direcionadas

para baixo exercidas pelo suporte da ferramenta que consolidam a região de

forjamento de material na parte traseira da junta. Já o material da região em contato

com o suporte, é arrastado através da junta a partir do lado de recuo para o lado de

progressão da solda. À medida que o processo de soldagem é conduzido, o material

após o forjamento é resfriado naturalmente ou sob um resfriamento em condições

forçadas (MISHRA et al., 2005).

Segundo MISHRA et al. (2005), estudos têm sugerido que as características do

fluxo plástico, bem como a microestrutura obtida de soldas de ligas de alumínio

realizadas por FSW são semelhantes a microestrutura e as características obtidas

em ligas de alumínio submetidas a processos de trabalho mecânico a quente como

extrusão e forjamento. Além disso, em soldas obtidas por FSW podem ser

observadas cinco regiões distintas desenvolvidas longitudinalmente na junta durante

a execução da soldagem. Como pode ser visto na Figura 12, estas regiões são

divididas em região pré-aquecida, região de deformação inicial, região extrudada,

região de forjamento e região resfriada ou pós-aquecida.


Figura 12 – Regiões obtidas pelo processamento metalúrgico no FSW: (a) vista lateral e (b)

vista superior (adaptado de ARBEGAST, 2004).

Na região pré-aquecida à frente do pino da ferramenta, um aumento de

temperatura é observado devido ao aquecimento friccional gerado pela rotação da

ferramenta e ao aquecimento adiabático desenvolvido, ou seja, aquecimento não

influenciado por transferências de calor no processo, cujo máximo valor é verificado

no suporte e no pino da ferramenta durante a deformação plástica do material na

soldagem. A extensão do aquecimento desta região é governada principalmente

(a)

(b)


pela velocidade de soldagem da ferramenta e pelas propriedades térmicas do

material de base (MISHRA et al., 2005).

2.3.4 Evolução microestrutural

GANEV et al. (2005) relatam que as soldas realizadas por FSW possuem

seções transversais características, as quais são compostas de zonas com

propriedades mecânicas e microestruturais distintas. Conforme a Figura 13, as

zonas desenvolvidas em uma solda realizada por FSW são o nugget, zona termo-

mecanicamente afetada (ZTMA) e zona afetada pelo calor (ZAC).

Figura 13 – Seção transversal característica de uma junta soldada por FSW (adaptado de

RUSSEL, 2003).

2.3.4.1 Nugget

O nugget é uma parte da zona termo-mecanicamente afetada que

experimentou altas deformações plásticas, ocasionando desta forma, a

recristalização dos grãos presentes nesta região. O nugget é aproximadamente

simétrico à linha de centro da solda e apresenta um diâmetro tipicamente similar ao

diâmetro do pino da ferramenta utilizada na soldagem (SCIALPI et al., 2006) e

apresenta, segundo a zona D na Figura 13, uma macroestrutura em forma de anéis


concêntricos centrais. Segundo a literatura (CHEN et al., 2006), esta macroestrutura

formada por anéis concêntricos é chamada de “onion rings”.

SU et al. (2003) comentam que no nugget a estrutura de grãos submetida a

uma intensa deformação plástica é totalmente eliminada e substituída por uma outra

estrutura caracterizada por grãos equiaxiais finos. Estes grãos finos são separados

por contornos de alto ângulo ao redor dos grãos (Figura 14) e por um grande

número de discordâncias. Segundo SU et al. (2003) este aumento de discordâncias

pode ter sido ocasionado durante o resfriamento a partir das altas temperaturas

desenvolvidas no processo, ou, ainda, gerado pelo processo de soldagem após a

ocorrência da recristalização dinâmica. A Figura 14 mostra a estrutura de grãos do

nugget próximos a face da solda (Figura 14(a)), grãos no centro do nugget (Figura

14(b)) e grãos do nugget próximos a raiz da solda (Figura 14(c)).

Figura 14 – Grãos recristalizados dinamicamente no nugget da liga de alumínio 1100

soldada por FSW: (a) face da solda, (b) centro e (c) raiz da solda (MURR et al., 1997).


Segundo MURR et al. (1998) a recristalização dinâmica dos grãos do nugget

em soldas FSW ocorre em 5 etapas, conforme a Figura 15. Na primeira etapa (1), o

material dos membros da junta é misturado pelo pino da ferramenta, promovendo,

desta forma, uma deformação inicial da estrutura de grãos do material. Na segunda

e terceira etapas (2 e 3), ocorre a distorção dos grãos e um grande aumento na

densidade de discordâncias. Na quarta etapa (4), discordâncias densas promovem a

nucleação de novos grãos, os quais permitem um escoamento massivo de material

formando um fluxo. Na quinta etapa (5), ocorre um crescimento limitado dos grãos

devido à geração adiabática de calor desenvolvida pelo processo de soldagem.

Figura 15 – Seqüência esquemática da recristalização dinâmica no processo de soldagem

FSW (adaptado de MURR et al., 1998).


SU et al. (2003) acreditam que é pouco provável que a recristalização dinâmica

do nugget ocorra por um processo convencional de recristalização descontínua,

pois, segundo análises microestruturais realizadas na liga 7050-T651 soldada por

FSW, a nucleação convencional de grãos com alto contorno e a migração de

contornos de grão que são típicos na recristalização descontínua não foram

observadas. SU et al. (2003) relatam que o mecanismo mais adequado responsável

pela recristalização dos grãos no nugget é um processo de recristalização dinâmica

contínua. Neste caso, o processo de recristalização dinâmica contínua é criado a

partir das grandes deformações plásticas e do aquecimento friccional localizado

desenvolvidos no material de base durante a movimentação do pino da ferramenta.

Na recristalização dinâmica, tanto o aquecimento quanto as deformações aumentam

desde a zona termo-mecanicamente afetada até o nugget. Desta forma, o

desenvolvimento de altas densidades de discordância em grãos recristalizados no

nugget pode ser verificado.

Segundo SU et al. (2003), o processo de recristalização dinâmica contínua no

nugget ocorre da seguinte forma: durante o início do ciclo termo-mecânico de

soldagem, as deformações plásticas realizadas pela ferramenta geram grandes

quantidades de discordâncias e as elevadas temperaturas do processo fazem com

que ocorra o crescimento dos grãos. Grãos muito pequenos e de baixo ângulo de

contorno são formados intergranularmente por um processo de recuperação

dinâmica e, durante o desenvolvimento do ciclo termo-mecânico, grandes

quantidades de discordâncias são introduzidas nestes pequenos grãos para

equilibrar as tensões de grãos mais próximos. Grãos equiaxiais recristalizados de

alto ângulo são então formados a partir do crescimento de pequenos grãos

desorientados devido a absorção das discordâncias acomodadas dentro dos

contornos destes pequenos grãos. Após a formação dos grãos recristalizados

dinamicamente, discordâncias adicionais são geradas pelas deformações plásticas

dentro dos grãos recristalizados e, ao final do ciclo termo-mecânico, ocorre a

recuperação na estrutura final do material do nugget.


2.3.4.2 Zona termo-mecanicamente afetada (ZTMA) MISHRA et al. (2005) definem a zona termo-mecanicamente afetada (ZTMA)

como uma zona de transição entre o metal de base e o nugget. Esta zona é

caracterizada por uma estrutura altamente deformada (devido ao calor absorvido no

processo) e pela deformação plástica de grãos elongados do metal de base. Como

ilustrado pela Figura 11, esta deformação plástica de grãos elongados é originada

de um fluxo plástico ascendente desenvolvido ao redor do nugget durante a

soldagem por FSW. Apesar do aquecimento friccional e da intensidade de

deformações plásticas serem aumentados desde a ZTMA até o nugget (SU et al.,

2003), MISHRA et al. (2005) afirmam que a recristalização dinâmica não ocorre na

ZTMA. A recristalização é um fenômeno metalúrgico que é dependente de fatores

como temperatura, tempo de permanência nesta temperatura e da microestrutura do

material (CALLISTER, 2002). Por outro lado, SU et al. (2003) relataram que a

recristalização dinâmica dos grãos do nugget é criada a partir da introdução

localizada de aquecimento oriunda da fricção desenvolvida pela ferramenta e pelas

severas deformações plásticas geradas. Embora a ZTMA sofra deformações

plásticas, estas são insuficientes para que ocorra a recristalização dinâmica dos

grãos desta zona. Em concordância com SU et al. (2003), SCIALPI et al. (2006)

relataram em estudo posterior que nenhuma recristalização foi observada na ZTMA,

pois a temperatura derivada do processo durante a fricção não é alta o suficiente e a

deformação não é severa o bastante para causar a recristalização.

Segundo SCIALPI et al. (2006) a deformação plástica na ZTMA resulta em um

grande encurvamento da estrutura dos grãos, sendo evidenciada uma alteração na

forma e nas dimensões dos grãos dessa região. SU et al. (2003) explicam que em

regiões da ZTMA próximas a interface com o metal de base podem ser observados

grãos de metal de base preservados e alongados devido ao engrossamento de

pequenos grãos. A maior parte dos grãos destas regiões possui uma alta densidade

de discordâncias, como pode ser visto nas Figuras 16a e 16b. SU et al. (2003)

relatam que contornos de grão contendo alta densidade de subcontornos (gerados

por recuperações dinâmicas), constituem as regiões da ZTMA vizinhas ao nugget

(Figura 16c). Estas regiões são caracterizadas por subgrãos equiaxiais os quais

possuem uma baixa densidade de discordâncias (Figura 16d).


Figura 16 – Estrutura de grãos e discordâncias na ZTMA: (a) grãos alongados na ZTMA

próxima a ZAC, (b) grãos recuperados com alta densidade de subcontornos na ZTMA

próxima ao nugget, (c) grãos com alta densidade de discordâncias na ZTMA próxima a ZAC

e (d) grãos equiaxiais com baixa densidade de discordâncias na ZTMA próxima ao nugget

(SU et al., 2003).

2.3.4.3 Zona afetada pelo calor (ZAC)

De acordo com a AWS (2001) a zona afetada pelo calor (ZAC) é uma região do

metal de base ao redor da área soldada, cuja microestrutura e as propriedades

mecânicas foram alteradas pelo calor gerado durante a execução de um processo

de soldagem.

MISHRA et al. (2003) observaram que a ZAC de ligas de alumínio trabalháveis

termicamente tratáveis soldadas por FSW pode alcançar temperaturas acima de 250

°C. De acordo com estes pesquisadores, a exposição a temperaturas acima de 250


°C pode afetar significativamente a estrutura da ZAC alterando as propriedades

mecânicas dessa região.

2.3.5 Propriedades mecânicas

Soldas realizadas por FSW apresentam uma significante alteração

microestrutural no nugget, na zona termo-mecanicamente afetada e na zona afetada

pelo calor. Estas alterações microestruturais proporcionam variações nas

propriedades mecânicas das juntas soldadas (MISHRA et al., 2003).

Apesar do processo de soldagem FSW poder causar uma queda significativa

da dureza ao redor da linha de solda (SCIALPI et al., 2006), LEE et al. (2003)

relataram em ensaios realizados com a liga de alumínio fundida A356 (na condição

soldada e não soldada) que a dureza do nugget foi sensivelmente maior que a

dureza do metal de base. De acordo com LEE et al. (2003), este sensível aumento

da dureza foi atribuído a uma distribuição mais homogênea de partículas eutéticas

no nugget. Além disso, LEE et al. (2003) relataram que um aumento da porção das

partículas no nugget foi observado quando velocidades de soldagem menores foram

utilizadas. Segundo os pesquisadores, duas situações diferentes foram observadas

durante os ensaios. A primeira situação foi observada quando menores velocidades

de soldagem foram utilizadas. Nesta situação, menores velocidades de soldagem

distribuíram as partículas mais finas proporcionando menores variações na dureza

do nugget. Na segunda situação, os pesquisadores observaram que com a

diminuição da velocidade de soldagem houve uma diminuição desprezível do

tamanho médio das partículas. Baseando-se nas duas situações, LEE et al. (2003)

afirmaram que a dureza média do nugget tende a aumentar de forma desprezível

com a diminuição da velocidade de soldagem, como pode ser observado na Figura

17.


45

50

55

60

65

70

75

-5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5Distância do centro da solda (mm)

Dure

za (H

V)

267m m /m in

187m m /m in

87m m /m in

Figura 17 – Perfis de dureza do nugget obtidos em corte transversal de soldas realizadas

com diferentes velocidades de soldagem (adaptado de LEE et al., 2003).

No estudo realizado por CEDERQVIST et al. (2001), comparações entre

valores de dureza observados no nugget, na ZAC e no metal de base (de juntas

sobrepostas soldadas com um único passe) mostraram que o nugget apresentou

dureza mais elevada que a ZAC e, porém, dureza inferior ao metal de base. Em

estudo posterior, SQUILLACE et al. (2004) realizaram uma comparação entre soldas

da liga 2024-T3 executadas pelos processos de soldagem GTAW e FSW e

observaram que as temperaturas desenvolvidas em ambos os processos de

soldagem influenciam na dureza das soldas. Segundo os pesquisadores, na

soldagem GTAW de ligas de alumínio trabalháveis tratáveis termicamente, as ZACs

geradas apresentam uma queda generalizada nas propriedades mecânicas por

sofrem super-envelhecimento devido à fusão do material e as altas temperaturas

desenvolvidas. No caso das soldas realizadas por FSW, apesar das temperaturas

desenvolvidas não alcançarem a temperatura de fusão do material, uma sensível

queda da dureza devido ao super-envelhecimento desenvolvido no nugget e na

ZTMA. De acordo com (MISHRA et al. 2005), a perda de dureza em ligas de

alumínio soldadas por FSW pode ser causada pelo engrossamento ou dissolução de


precipitados duros durante o ciclo térmico de soldagem. Embora o nugget possa

apresentar redução de dureza, a geração de uma fina estrutura de grãos possibilita

a recuperação parcial da dureza nesta região. A geração desta fina estrutura de

grãos está relacionada a grandes tensões de cisalhamento induzidas pelo

movimento da ferramenta (SQUILLACE et al., 2004).

Segundo SQUILLACE et al. (2004), após comparações entre a dureza da liga

2024-T3 na condição de metal de base e a dureza da ZAC desta mesma liga após a

soldagem, foi observado que a ZAC das soldas apresentam um leve aumento da

dureza. Discussões conduzidas pelos pesquisadores permitiram concluir que este

comportamento é justificado pelo envelhecimento proporcionado pelas baixas

temperaturas desenvolvidas nesta região.

2.3.6 Descontinuidades na soldagem

Segundo THOMAS et al. (1997), descontinuidades de soldagem típicas dos

processos de soldagem por fusão como porosidade, trincas e respingos não são

observados nas juntas soldadas pelo processo FSW, já que as soldagens são

realizadas no estado sólido. Normalmente, apenas a distorção das juntas é

considerada como um tipo de defeito possível de ocorrer tanto no FSW quanto nos

processos de soldagem por fusão. Apesar disso, distorções de junta geradas pelo

FSW são significantemente menores que as distorções ocasionadas pelos

processos de soldagem por fusão devido ao calor aportado e, conseqüentemente,

ao gradiente térmico na junta soldada por FSW serem menores (THOMAS et al.,

1997).

ARBEGAST (2004) afirma que a formação de descontinuidades em soldas

FSW pode ser previsível, pois está diretamente relacionada com variáveis de

soldagem. Segundo ARBEGAST (2004), tanto a rotação quanto a velocidade de

avanço da ferramenta de soldagem exercem influencia no comportamento do fluxo

de material deformado plasticamente durante a soldagem. Portanto, determinadas

intensidades das variáveis de processo podem contribuir para a geração de

descontinuidades nas soldas. A Figura 18 mostra alguns dos tipos de

descontinuidades comuns em soldas FSW.


Figura 18 – Defeitos comuns em soldas FSW: (a) cavidade, (b) falta de preenchimento da

solda, (c) colapso do nugget, (d) descamação da superfície, (e) defeito de fluxo na raiz e (f)

falta de penetração (ARBEGAST, 2004) e (g) rebarba na margem da solda (adaptado de

KIM et al., 2006).


Segundo KIM et al. (2006) ao contrário dos mecanismos para formação de

defeitos em soldas obtidas por processos de soldagem a arco elétrico, os

mecanismos responsáveis pela formação de defeitos em soldas FSW não tem sido

discutidos detalhadamente e não estão suficientemente explicados. Por outro lado,

na investigação dos efeitos das condições dos pinos de ferramentas rotativas na

soldagem da liga 6061-T6, ZENG et al. (2006) observaram o mecanismo de

formação de cavidades encontradas na periferia do nugget próxima ao lado de

progressão da solda. De acordo com ZENG et al. (2006), descontinuidades tipo

cavidade geralmente são causadas pela diminuição da temperatura ao redor do pino

da ferramenta e pela diminuição do efeito de mistura do fluxo plástico devido ao

desgaste do pino. Segundo CHEN et al. (2006) a formação de cavidades em soldas

pode ser gerada a partir de altas velocidades de soldagem. As altas velocidades

fazem com que o material seja menos aquecido durante a rotação da ferramenta,

dificultando o forjamento do material na região de forjamento atrás da parte traseira

da ferramenta de soldagem. Desta forma, a cavidade é gerada pela não

consolidação de material no lado de progressão da solda. CHEN et al. (2006)

enfatizam que a formação de cavidades pode ocorrer não somente devido ao fluxo

plástico ser insuficiente durante a soldagem, mas também quando pequenos

ângulos de inclinação da ferramenta de soldagem são admitidos nas soldagens.

Em estudo relacionado à formação de descontinuidades na liga de alumínio

fundida ADC12 soldada por FSW, KIM et al. (2006) observaram a formação de

defeitos tipo cavidade e um grande volume de rebarba nos lados de progressão e

recuo das soldas. Discussões realizadas por estes pesquisadores sugerem duas

hipóteses para a formação de cavidades: a primeira hipótese é de que cavidades

são defeitos formados pela insuficiência de energia de soldagem caracterizada pela

utilização de baixas rotações da ferramenta e altas velocidades de soldagem no

processo. A segunda hipótese diz que não somente a insuficiência de energia de

soldagem pode causar cavidades. A utilização de elevadas rotações e velocidades

de avanço da ferramenta de soldagem pode provocar a formação de cavidades pelo

fato de permitirem a geração de um fluxo descontínuo na parte superior do nugget.

O fluxo descontínuo contribui para a formação de cavidades pelo fato de ocasionar

uma mistura anormal de material, a qual desenvolve diferentes temperaturas entre a

parte superior do nugget próxima à superfície da junta e a parte inferior desta zona.


Quanto à formação de rebarbas, KIM et al. (2006) relatam que a utilização de

altas energias de soldagem (caracterizadas por altas rotações da ferramenta em

conjunto com baixas velocidades de soldagem) pode contribuir para a formação de

rebarbas no lado de progressão e retratado das soldas. Como outra hipótese, a

formação de rebarbas pode ser ocasionada pela expulsão do material amolecido

abaixo do suporte da ferramenta devido ao excesso de calor gerado. Em alguns

casos, quando ferramentas são inseridas mais profundamente nas juntas, este

excesso na geração de calor pode ser ocasionado pelo atrito direto entre o pino da

ferramenta e a superfície da base do dispositivo de fixação de juntas. Por outro lado,

segundo CHEN et al. (2006), quando pinos de ferramenta apresentam profundidade

insuficiente, a falta de preenchimento da superfície pode ser observada.

De acordo com CHEN et al. (2006), o ângulo de inclinação da ferramenta pode

não somente influenciar a formação de cavidades, mas também influenciar a

formação de um defeito sub-milimétrico conhecido por kissing bond. OOSTERKAMP

et al. (2004) definem este defeito como um tipo específico de defeito de união, o qual

é caracterizado pela ausência ou pelo baixo contato entre duas superfícies muito

próximas deformadas durante o processo de soldagem. Apesar de ser um defeito

microscópico, o kissing bond é prejudicial tanto à vida em fadiga, quanto à

resistência ao impacto do material soldado. A Figura 19 mostra a formação de

kissing bonds na superfície fraturada de um corpo de prova obtido a partir de uma

junta soldada da liga AA6082. A Figura 19(a) mostra kissing bonds alinhados

verticalmente e a Figura 19(b) ilustra a ampliação de um defeito mostrado na Figura

19(a).


Figura 19 – Imagens obtidas por MEV de Kissing bonds em corpo de prova fraturado da liga

AA6082 soldada por FSW: (a) kissing bonds alinhados verticalmente e (b) ampliação de um

kissing bond ilustrado na Figura 20(a) (adaptado de OOSTERKAMP et al., 2004).

Segundo OOSTERKAMP et al. (2004) a principal causa da formação de kissing

bonds em ligas de alumínio soldadas por FSW é a falta de deformação de

superfícies iniciais de contato. Esta falta de deformação não permite a quebra

suficiente da camada óxida presente na superfície das ligas de alumínio,

impossibilitando a formação de ligações metálicas entre as superfícies de contato do

metal de base. OOSTERKAMP et al. (2004) explicam que os kissing bonds ocorrem

na soldagem de ligas de alumínio quando o material de regiões cisalhadas durante a

formação do fluxo plástico desliza sobre a superfície do pino da ferramenta de

soldagem. De acordo com estes pesquisadores, a formação de kissing bonds pode


ser evitada pelo monitoramento da superfície do pino da ferramenta de soldagem e

pelo controle das condições de fricção do metal deformado plasticamente em

temperaturas elevadas.

2.4 O alumínio e suas ligas

O alumínio é o segundo elemento metálico mais abundante em nosso planeta e

este tem se tornado economicamente competitivo em aplicações de engenharia

desde o final do século 19 (ASM, 1998).

As propriedades que fazem com que o alumínio e suas ligas sejam os mais

econômicos e atrativos materiais para uma vasta faixa de aplicações industriais são

propriedades físicas como a baixa densidade (2700 kg/m3, cerca de um terço da

densidade média dos aços); propriedades mecânicas como ductilidade elevada e

boa resistência à corrosão proporcionada pela camada de óxido de alumínio (Al2O3)

presente na superfície destes materiais (ALCAN, 2001).

O alumínio possui estrutura cristalina cúbica de face centrada, a qual lhe

confere alta ductilidade e baixa resistência mecânica. Porém, devido à adição de

elementos de liga, as ligas de alumínio podem desenvolver resistência mecânica

maior que a do alumínio puro e que a de alguns aços. Determinadas ligas de

alumínio podem ter sua resistência mecânica ampliada se submetidas a tratamentos

térmicos, mecânicos ou a ambos conjuntamente (ASM, 1998).

As ligas de alumínio trabalháveis são materiais de engenharia cuja aplicação

têm aumentado crescentemente tanto na fabricação de componentes mecânicos

como em estruturas soldadas na indústria automotiva e aeroespacial (ALCAN,

2001).

Ligas de alumínio podem ter suas propriedades mecânicas influenciadas pelo

ciclo térmico e pelos parâmetros de processo de soldagem a arco elétrico (ASM,

1998). De acordo com SQUILLACE et al. (2004) não somente os processos de

soldagem a arco elétrico podem afetar as propriedades mecânicas de ligas de

alumínio soldadas. Processos de soldagem realizados no estado sólido, apesar de

desenvolverem temperaturas relativamente mais baixas que as temperaturas

desenvolvidas pelos processos de soldagem a arco elétrico, também influenciam as

propriedades mecânicas das juntas.


2.4.1 Classificação das ligas de alumínio

As ligas de alumínio são classificadas em duas grandes categorias quanto à

forma como são produzidas. Estas categorias são a categoria das ligas fundidas e a

categoria das ligas trabalháveis (ASM, 1998).

As ligas de alumínio fundidas são ligas cujos produtos, em sua forma final

desejada, são obtidos por meio do vazamento do metal fundido em um molde.

Algumas destas ligas possuem a característica de ter a sua resistência mecânica

aumentada quando submetidas a trabalhos mecânicos a frio ou quando tratadas

termicamente. Ligas de alumínio fundidas podem ser ainda divididas em ligas

termicamente tratáveis ou não tratáveis termicamente (ASM, 1998).

Ligas trabalháveis são ligas em que a forma final do produto é obtida de

transformações de um semi-manufaturado, o qual, por sua vez, foi obtido também

por transformação mecânica a frio ou a quente de um tarugo ou placa produzida

pela solidificação do alumínio fundido. Dentro destes processos de transformação,

os mais comuns na produção dos semi-manufaturados são: forjamento, laminação,

extrusão e trefilação (ASM, 1998, ALCAN, 2001).

Segundo a Aluminum Association - AA, as ligas trabalháveis são identificadas

através de um sistema numérico de quatro dígitos (ASM, 1998), conforme a Figura

20.

5000Primeiro dígito: Indica a série da liga de acordo com elemento de liga de maior teor presente na composição do material.

Segundo dígito: Indica modificações realizadas na liga original

ou em seus limites de impureza.

Terceiro e quarto dígitos: Identificam a liga de alumínio ou oseu grau de pureza.

Figura 20 – Sistema numérico de identificação de ligas de alumínio trabalháveis (AWS,

1998).


Da mesma forma como as ligas fundidas, as ligas de alumínio trabalháveis

também são divididas em ligas de alumínio termicamente tratáveis e ligas de

alumínio não tratáveis termicamente. As ligas de alumínio trabalháveis não tratáveis

termicamente são representadas pelas séries 1000, 3000, 4000 e 5000, enquanto

que as ligas de alumínio trabalháveis termicamente tratáveis são representadas

pelas séries 2000, 6000, 7000 e 8000 (ALCAN, 2001).

2.4.2 Ligas de alumínio trabalháveis não tratáveis termicamente

As ligas de alumínio trabalháveis não tratáveis termicamente são materiais

cujo o aumento da resistência mecânica ocorre pela formação de soluções sólidas,

constituintes microestruturais de segunda fase, precipitados dispersos ou pela

realização de trabalho mecânico a frio (ASM, 1998). Estas ligas diferem das ligas

trabalháveis termicamente tratáveis por serem incapazes de formar precipitados de

segunda fase para melhorar suas propriedades mecânicas e por isso, quando

soldadas, estas ligas tem suas propriedades mecânicas reduzidas pelo aquecimento

gerado durante a realização do processo de soldagem (ALCAN, 2001).

Dentro de toda a gama de ligas de alumínio trabalháveis não tratáveis

termicamente, as ligas que tem mais se destacado são as ligas da série 5000. As

propriedades mecânicas das ligas da série 5000 dependem da quantidade de

magnésio presente em solução sólida na liga (ASM, 1998). Neste caso, com o

aumento da quantidade de magnésio de 0,5 para 5%, as propriedades mecânicas da

liga são melhoradas, podendo ser intensificadas em maiores proporções quando as

quantidades de magnésio na composição variam de 3 à 6%.

Ligas da série 5000 têm motivado a realização de pesquisas aplicando o

processo de soldagem FSW (SATO et al., 2004, GENEVOIS et al., 2006, ZHOU et

al., 2006, FUJII et al., 2006, CHEN et al., 2006, ETTER et al., 2007 e LOMBARD et

al., 2007). Segundo ETTER et al. (2007), a aplicação do processo FSW na soldagem

de ligas da série 5000 tem se tornado atrativa, pois algumas ligas da série 5000

apresentam difícil soldabilidade por processos convencionais de soldagem por

fusão. ETTER et al. (2007) relatam que a soldagem por fusão destas ligas é

dificultada pela formação de uma estrutura dendrítica na zona fundida que diminui

sensivelmente as propriedades mecânicas das juntas.


Embora alguns estudos envolvendo a soldagem de ligas da série 5000 pelo

processo FSW tenham sido realizados, ainda são poucas as informações sobre a

soldagem FSW das ligas de alumínio trabalháveis da série 5000. Neste caso, o

desenvolvimento de pesquisas envolvendo ligas da série 5000 e o processo de

soldagem FSW torna-se necessário para que maiores contribuições científicas sejam

realizadas.

Capítulo 3 Procedimentos Experimentais 45

3 PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS

3.1 Introdução

Neste capítulo, são apresentados os procedimentos empregados na realização

da parte experimental deste trabalho. O presente capítulo foi dividido em itens, que

tratam desde os materiais e equipamentos utilizados e a infraestrutura desenvolvida

para a execução deste trabalho (item 3.2), testes preliminares para levantamento de

parâmetros de soldagem (item 3.3), planejamento experimental (item 3.4), testes

segundo a matriz de planejamento experimental (item 3.5), ensaios radiográficos

(item 3.6), análises metalográficas (item 3.7), ensaios de microdureza (item 3.8) e

análise estatística dos resultados experimentais obtidos (item 3.9).

3.2 Materiais e equipamentos 3.2.1 Metal de base

O material de base utilizado para a realização deste trabalho foi a liga de

alumínio 5052. A liga 5052 foi escolhida como material de base por ser muito

utilizada na fabricação de tanques para armazenamento, barcos, carrocerias de

ônibus e na estamparia em geral.

Na Tabela 1 e na Tabela 2 estão listadas a composição química e as

propriedades físicas da liga de alumínio 5052, respectivamente. A composição

química da liga 5052 utilizada foi determinada por espectrometria de massa em

trabalho anterior (SOUZA, 2003). Devido às condições térmicas e o grau de

encruamento não serem controlados para ligas na condição como fabricadas

(têmpera F), o fabricante não possui dados sobre as propriedades mecânicas do

material.


Tabela 1 – Composição química da liga 5052 determinada por espectrometria de massa

(SOUZA, 2003).

Liga Cu Mg Mn Si Zn Cr Fe Al5052 0,0184 2,402 0,1016 0,0927 0,0055 0,2171 0,2514 Restante

Valores em % em peso.

Tabela 2 – Propriedades físicas da liga 5052 na condição como fabricada (ALCAN, 2001).

Faixa de temperatura

de fusão (°C) Condutividade térmica

(W/m°C) Densidade

(kg/m3)

607 - 648 137 2687

Quanto à preparação das juntas, o material de base foi inicialmente retirado

em forma de tiras a partir do corte a plasma de uma chapa laminada e

posteriormente cortado em chapas menores em uma serra fita. Após a etapa de

corte, todas as chapas tiveram suas extremidades fresadas utilizando-se os

parâmetros de corte da Tabela 3 para garantir acabamento adequado as

extremidades das juntas e prover dimensões ideais para o correto posicionamento

das juntas no dispositivo de fixação.

Tabela 3 – Parâmetros de corte utilizados no fresamento das juntas.

Parâmetros de corte

Velocidade de corte 126 m/min

Profundidade de corte 0,5 mm

Velocidade de avanço 80 mm/min

A Figura 21 ilustra uma junta de topo com as dimensões finais obtidas na

etapa de usinagem de acabamento.


Figura 21 – Dimensões de uma junta de topo após a usinagem de acabamento.

Como pode ser visto na Figura 21, os procedimentos de corte e de usinagem

adotados garantiram um ajuste adequado da junta.

Após a etapa de usinagem de acabamento, todas as chapas foram

submetidas a um processo de limpeza com água e desengraxante para eliminar

óleos e graxas presentes em suas superfícies. Após este procedimento, todas as

chapas foram armazenadas em local adequado.

Antes de executar as soldagens, cada uma das juntas foi submetida a uma

cuidadosa limpeza com álcool isopropílico para garantir que as juntas estivessem

isentas de qualquer tipo de contaminação superficial adquirida no local de

armazenamento.

3.2.2 Dispositivo para fixação de juntas

No processo FSW, as forças exercidas pela ferramenta durante as soldagens

tornam necessário a utilização de um dispositivo robusto de fixação de juntas

acoplado rigidamente à máquina de soldagem. O dispositivo tem como função


permitir a fixação rígida de uma junta impedindo que forças e vibrações geradas pela

ferramenta de soldagem desloquem a junta durante o processo de soldagem.

Para evitar que as juntas de topo fossem separadas ou deslocadas pela

ferramenta durante a execução do processo de soldagem, foi fabricado um

dispositivo especial em aço carbono ASTM A516 grau 70 para a fixação das juntas.

O dispositivo fabricado, ilustrado pela Figura 22, conta com duas flanges reguláveis

para permitir o ajuste do posicionamento e fixação das juntas e duas flanges de

encosto para evitar o deslocamento das juntas nas soldagens.

Figura 22 – Dispositivo especial desenvolvido para a fixação de juntas de topo.

Durante a fabricação do dispositivo, após as etapas iniciais de fresamento de

desbaste, a face inferior e superior da chapa da base do dispositivo de fixação foram

retificadas visando a obtenção de melhor acabamento, planicidade e paralelismo


necessários para o contato adequado entre a face superior da base do dispositivo e

as juntas durante a fixação. A retificação das faces também contribuiu para evitar

que eventuais desalinhamentos na mesa da máquina fossem aumentados após a

fixação do dispositivo na máquina. Neste caso, desalinhamentos excessivos

poderiam contribuir para a geração de atrito entre o pino da ferramenta e a face

superior da chapa de base do dispositivo durante as soldagens.

3.2.3 Ferramenta de soldagem

A principal função de uma ferramenta FSW é gerar um fluxo plástico de

material em uma junta e deslocar este fluxo plástico na medida em que é

movimentada ao longo da extensão da junta durante a soldagem. A geometria da

ferramenta influencia diretamente o comportamento do fluxo plástico e, para

diferentes parâmetros de soldagem, pode contribuir para a geração de

descontinuidades nas juntas soldadas (ELANGOVAN et al., 2007). Sabendo-se

disso, para definir uma geometria de ferramenta adequada para a soldagem da liga

5052, foram pesquisados na literatura (MURR et al., 1998, CEDERQVIST et al.,

2001, LIENERT et al., 2003, GUERRA et al., 2003, SQUILLACE et al., 2004, LIU et

al., 2005, KHALED, 2005, MISHRA et al., 2005, FUJII et al., 2006, KIM et al., 2006 e

SCIALPI et al., 2006) os tipos de ferramenta mais utilizados para a realização de

soldas FSW. Durante as pesquisas, observou-se que uma série de ferramentas com

geometrias distintas tinham sido empregadas em estudos, porém, as ferramentas

que foram mais utilizadas em pesquisas relacionadas a ligas de alumínio foram as

ferramentas cilíndricas com pino liso e com pino roscado. Após análises quanto à

viabilidade da fabricação das ferramentas cilíndricas, optou-se pela fabricação de

uma ferramenta cilíndrica com suporte plano e pino liso para a realização das

soldagens.

O material escolhido para fabricar a ferramenta de soldagem foi um aço de uso

clássico na fabricação de ferramentas para conformação mecânica a quente de

metais. Pelo fato de ser um material para ferramentas já utilizado em estudos sobre

a soldagem de ligas de alumínio e por atender aos requisitos de baixo custo e

endurecibilidade, o aço ferramenta AISI H13 foi considerado o mais adequado para

a fabricação da ferramenta de soldagem.


O aço ferramenta AISI H13 foi adquirido em forma de barra no estado recozido

com diâmetro de 41,27 mm. A dureza média calculada a partir da realização de

quatro medições de dureza em diferentes regiões da seção transversal de uma

amostra da barra recozida foi de 12,34±0,5 HRC. Todas as medições de dureza foram

realizadas com um durômetro digital EMCO modelo EMCO TEST M4C 025 G3M.

A composição química nominal do aço ferramenta AISI H13, conforme o

certificado da qualidade do fornecedor (Aços Villares), está especificada na Tabela

4.

O certificado da qualidade do aço ferramenta AISI H13 encontra-se no Anexo B

deste trabalho.

Tabela 4 – Composição química nominal do aço ferramenta AISI H13.

Aço C Si Mn P Mo S Cr Ni Al Cu V WAISI H13 0,39 0,97 0,34 0,025 1,28 0,001 5,17 0,22 0,016 0,12 0,82 0,23

A Figura 23 mostra a microestrutura da seção transversal de uma amostra da

barra do aço AISI H13 recozido. A micrografia foi obtida por um microscópio óptico

OLYMPUS modelo BX51H e texturizada pelo software para análise de imagens

IMAGE PLUS 4.0.

A fabricação das ferramentas de soldagem foi realizada em quatro operações,

conforme especificado abaixo:

1a operação: Torneamento de desbaste em torno CNC deixando sobre-material de

0,5 mm em todas as dimensões das ferramentas.

2a operação: fresamento em máquina convencional para rebaixo de superfície para

fixação das ferramentas em cone de fixação ISO 40.

3a operação: Tratamentos térmicos de têmpera e revenimento em forno seguindo o

procedimento da Tabela 5. O procedimento para realização dos tratamentos

térmicos foi sugerido pela INCOMAP, empresa que realizou os tratamentos nas

ferramentas.


Figura 23 – Foto texturizada mostrando a microestrutura da seção transversal do aço AISI

H13 recozido (Ataque: Nital 3%. Ampliação de 500x).

Tabela 5 – Etapas do procedimento de tratamento térmico do aço ferramenta AISI H13.

Etapa Temperatura (°C) Tempo (h)

Pré-aquecimento 550 2

Têmpera 950 0,33

Resfriamento em

martêmpera 180 0,33

Revenimento 200 2

Revenimento 250 2

Revenimento 300 2


Após a realização dos tratamentos térmicos, foram realizadas quatro medições

de dureza em diferentes regiões da seção transversal de uma amostra tratada

termicamente com as três ferramentas fabricadas. A dureza média calculada foi de

47,9±0,5 HRC. Todas a medições de dureza foram realizadas com o durômetro digital

EMCO.

A Figura 24 mostra a microestrutura da seção transversal de uma amostra do

aço AISI H13 temperado e revenido.

Figura 24 – Foto texturizada da microestrutura da seção transversal do aço AISI H13

temperado e revenido (Ataque: Nital 3%. Ampliação de 500x).

4a operação: Torneamento realizado em torno CNC para eliminação da camada

superficial descarbonetada resultante dos tratamentos térmicos e para acabamento

da ferramenta. O desenho esquemático da ferramenta de soldagem em suas

dimensões finais está ilustrado na Figura 25.


Ø 32,0

40,0

5,0

25,0

5,9

Ø 38,0

Ø 6,7

Ø 22,0

3,0R 0,3

R 0,3

R 1,0

R 0,3R 1,0

R 0,3

R 0,3

Figura 25 – Desenho esquemático da ferramenta de soldagem (dimensões em mm).

3.2.4 Máquina de soldagem

As soldas foram realizadas utilizando uma fresadora vertical convencional TOS

modelo F3A equipada com um sistema indicador de posição da mesa da máquina. O

sistema indicador de posição utilizado foi um DIADUR modelo ID 317-B6.

A fresadora vertical convencional foi escolhida para ser utilizada como máquina

de soldagem FSW por apresentar grande rigidez mecânica, motor elétrico principal

robusto, cabeçote inclinável e por disponibilizar várias velocidades de avanço e

rotações da ferramenta de soldagem.

A Figura 26 mostra a fresadora vertical convencional usada neste trabalho.


Figura 26 – Fresadora vertical convencional utilizada como máquina de soldagem FSW.

A Tabela 6 informa as velocidades de avanço e rotações disponíveis na

fresadora.

Tabela 6 – Velocidades de avanço e rotações disponíveis na fresadora.

Velocidades de avanço (mm/min)

14 28 40 56 80 112 160 224 315 450 630 900

Rotações (rpm)

2000 1400 1000 740 500 355 250 180 125 90 60 45


A preparação da fresadora para operar como máquina de soldagem não exigiu

nenhuma alteração estrutural ou mecânica. Foram necessários apenas alguns

ajustes mecânicos para alinhar o dispositivo de fixação de juntas e diminuir o

batimento do cone ISO 40 e da ferramenta de soldagem. Os ajustes mecânicos

foram realizados segundo a seqüência abaixo:

Alinhamento do dispositivo para a fixação de juntas na mesa da máquina:

Para assegurar o bom posicionamento do dispositivo na mesa da máquina após a

sua montagem, foi realizado o alinhamento do dispositivo utilizando-se um relógio

comparador, segundo a Figura 27. Deslocando-se a mesa da máquina

longitudinalmente e transversalmente, verificou-se desalinhamentos longitudinais e

transversais da ordem de 0,01 mm na superfície retificada do dispositivo. O valor do

desalinhamento total verificado no dispositivo foi o mesmo valor verificado

diretamente na mesa da máquina em medições anteriores a fixação do dispositivo.

Figura 27 – Verificação do alinhamento do dispositivo de fixação de juntas na mesa da

máquina.

Ajuste do cone ISO 40 no cabeçote da máquina: Para diminuir ao máximo o

batimento gerado no cone após a sua fixação no cabeçote da máquina, utilizou-se

de um relógio apalpador. A medição do batimento foi realizada em um furo central

para fixação de ferramentas, de acordo com a Figura 28. Após terem sido realizados


ajustes na fixação do cone, o batimento interno mensurado foi de aproximadamente

0,02 mm.

Figura 28 – Verificação do batimento no cone ISO 40 fixado ao cabeçote da máquina de

soldagem.

Ajuste da ferramenta de soldagem: A verificação do batimento no pino da

ferramenta de soldagem fixada no cone foi realizada conforme a Figura 29.

Figura 29 – Verificação do batimento no pino da ferramenta de soldagem.


Ajustes nos parafusos de fixação da ferramenta permitiram mensurar o

batimento máximo de 0,08 mm no pino da ferramenta.

3.3 Testes preliminares

Com o propósito de definir valores combinados de parâmetros de processo que

permitissem a soldagem das juntas respeitando os limites mecânicos da máquina,

foram realizadas algumas soldagens iniciais seguindo as três condições impostas

abaixo.

1a condição – Determinação da velocidade de avanço máxima desenvolvida pela

ferramenta de soldagem utilizando apenas a rotação máxima permitida pela

máquina.

2a condição – Determinação da rotação mínima da ferramenta desenvolvida pela

ferramenta utilizando somente a velocidade de avanço mínima permitida pela

máquina.

3a condição – Determinação da velocidade de avanço máxima desenvolvida

empregando somente a rotação mínima permitida pela máquina.

Baseando-se no levantamento dos limites máximos e mínimos para as três

condições impostas, foram definidos os valores das rotações e velocidades de

avanço para a execução dos testes preliminares.

O controle da profundidade de penetração do pino da ferramenta nas juntas foi

feito durante todas as soldagens utilizando-se o sistema indicador de posição

acoplado a máquina de soldagem apresentada na Figura 27. Como ponto de

referência para iniciar o monitoramento da penetração da ferramenta nas juntas

considerou-se a superfície de contato entre a face da junta e a face do pino da

ferramenta de soldagem, como pode ser visto na Figura 30.


Figura 30 – Ponto de referência para início da inserção do pino da ferramenta de soldagem

nas juntas.

Para diminuir o número de chapas de metal de base necessários para a

execução dos testes preliminares, foram realizados três cordões de solda em cada

uma das juntas de topo da liga 5052, de acordo com a Figura 31.

Figura 31 – Disposição dos cordões de solda obtidos com diferentes parâmetros de

soldagem.

Para evitar que as soldas fossem influenciadas pelo aquecimento friccional

desenvolvido em soldas previamente executadas, definiu-se um intervalo de tempo

entre a realização de cada uma das soldas. O intervalo de tempo entre as soldagens


foi definido nos testes preliminares tomando como referência o tempo total

necessário para resfriamento ao ar do dispositivo de fixação, da ferramenta de

soldagem e de uma junta soldada em toda extensão. Para levantar o de tempo de

resfriamento foi executada apenas uma solda utilizando a rotação máxima e a

velocidade de avanço mínima permitida pela máquina. Como as altas rotações em

conjunto com baixas velocidades de avanço permitirem soldagens com altos

insumos de calor, foi estimado um tempo de resfriamento alto para as operações de

soldagem.

Após o levantamento do tempo de resfriamento, foram realizados testes

preliminares com o propósito de definir um envelope com níveis de intensidade de

rotação e de velocidade de avanço mais adequados para realizar a soldagem de

novas juntas conforme uma matriz de planejamento experimental.

As juntas que apresentaram melhor qualidade quanto aos tipos de

descontinuidades observadas nas inspeções visuais tiveram seus parâmetros de

soldagem definidos dentro do envelope. Seguindo essa metodologia, nos testes

preliminares foram definidos dois níveis de intensidade, um nível alto e um nível

baixo para a rotação e velocidade de avanço da ferramenta. Após terem sido

definidos os níveis de intensidade para a rotação e velocidade de avanço em um

envelope de processo, o planejamento experimental deste trabalho foi desenvolvido.

3.4 Planejamento do procedimento experimental

A técnica escolhida para planejar o experimento foi o planejamento fatorial

completo 2k com 3 variáveis a dois níveis. Esta técnica foi escolhida devido ao fato

dos parâmetros de soldagem serem fatores influentes no experimento e por terem

sido inicialmente definidos dois níveis de intensidade para cada uma das variáveis

de soldagem.

Embora nos testes preliminares tenham sido consideradas somente duas

variáveis de processo (rotação e velocidade de avanço da ferramenta), tomando-se

como referência o estudo conduzido por CHEN et al. (2006) resolveu-se considerar

uma terceira variável de processo no planejamento do experimental. O ângulo de

inclinação da ferramenta de soldagem (ângulo de inclinação do cabeçote da


máquina) foi admitido como a terceira variável de processo. Para todas as variáveis

foram considerandos dois níveis de intensidade, um baixo (-) e outro alto (+).

As variáveis rotação, velocidade de avanço e ângulo de inclinação da

ferramenta de soldagem foram escolhidas devido exercerem influencia direta na

formação do fluxo de material deformado plasticamente, no desenvolvimento do

insumo de calor nas soldas e na geração de descontinuidades típicas do processo.

Durante o delineamento do planejamento experimental decidiu-se realizar

apenas uma réplica para cada ensaio de soldagem estipulado pelo planejamento

fatorial 23. Desta forma, foi definida uma corrida com 8 combinações dos níveis de

intensidade alto e baixos dos parâmetros de soldagem e uma réplica para cada

combinação, totalizando 16 ensaios. Os 16 ensaios foram realizados seguindo a

ordem aleatória apresentada na Tabela 7.

A matriz da Tabela 7 foi gerada com o auxílio do software STATISTICA

versão 6.0.

Tabela 7 – Matriz de planejamento do procedimento experimental.

Níveis de intensidade Condição de

ensaio Rotação Velocidade de avanço

Ângulo de inclinação

10 + - - 9 - - - 6 + - + 7 - + + 13 - - + 8 + + + 14 + - + 12 + + - 16 + + + 15 - + + 11 - + - 5 - - + 4 + + - 2 + - - 3 - + - 1 - - -


3.5 Testes segundo matriz de planejamento do procedimento experimental

Os testes realizados neste trabalho foram executados aleatoriamente seguindo

a matriz de planejamento do experimental apresentada na Tabela 7.

Para a execução das soldas nos testes, admitiu-se a seguinte metodologia de

trabalho:

- As soldas foram realizadas em toda a extensão das juntas partindo de uma

distância de 5 mm do início das chapas e finalizadas 5 mm antes do final das

mesmas.

- Cada uma das chapas foi limpa com álcool isopropílico antes de ser fixada pelo

dispositivo de fixação.

- Durante a execução dos testes tomou-se o cuidado de monitorar a

profundidade de penetração da ferramenta para garantir que todas as soldas fossem

executadas com uma mesma profundidade.

- Após a execução de cada uma das soldas, foi aguardado o tempo de 40

minutos para que outra solda fosse executada. Este tempo foi admitido para garantir

o resfriamento total do dispositivo de fixação e da ferramenta de soldagem.

Finalizados os testes, todas as soldas foram submetidas a ensaios

radiográficos, análises metalográficas e ensaios de dureza.

3.6 Ensaios radiográficos

Para verificar a ocorrência de descontinuidades internas em cada uma das

soldas obtidas a partir das 16 condições de ensaio da matriz de planejamento do

experimental, foram executados ensaios radiográficos de gamagrafia em toda a

extensão das juntas soldadas. As gamagrafias foram realizadas utilizando-se um

irradiador industrial com fonte radioativa de Irídio 192.


3.7 Análises metalográficas

3.7.1 Análise macrográfica

A análise macrográfica foi utilizada para identificar e quantificar de defeitos

internos observados nos ensaios radiográficos. Os defeitos internos de amostras

retiradas das juntas foram quantificados pela medição das áreas transversais dos

defeitos das juntas.

As regiões para a retirada das duas amostras foram definidas com a finalidade

de obter dados de locais referentes ao início, meio e final dos cordões de solda.

Para facilitar o corte das amostras, o locais foram definidos como mostrado na

Figura 32. As amostras foram extraídas transversalmente das soldas com o auxílio

de uma serra fita. Após a extração, todas as amostras tiveram suas seções

transversais fresadas para facilitar a preparação das superfícies por lixamento.

Figura 32 – Localização das amostras A e B retiradas das juntas soldadas para análise das

seções transversais.


A preparação das amostras foi executada por lixamento seqüencial das seções

transversais das juntas em lixadeiras STRUERS modelo KNUTH ROTOR utilizando

lixas de carboneto de silício de granulometria 200, 320, 400 e 600. Após o lixamento,

todas as amostras foram limpas com álcool etílico e encaminhadas para a realização

das macrografias nas seções transversais das amostras A e B indicadas na Figura

32. Todas as macrografias foram obtidas utilizando-se uma câmera colorida LG

modelo GC-405N-G. As imagens capturadas pela câmera foram analisadas com o

auxílio do software IMAGE PRO PLUS 4.0, software dedicado à análise de imagens.

Os dados obtidos nas macrografias foram analisados com a ajuda de

ferramenta estatística com o propósito de verificar a influência das variáveis de

processo na geração dos defeitos internos da soldas.

3.7.2 Análise macrográfica de zonas formadas

Com o propósito de visualizar as zonas formadas nas juntas soldadas, foram

realizadas macrografias de uma amostra B do final do cordão de uma solda que

apresentou o menor índice de defeitos internos.

Os corpos de prova foram submetidos ao lixamento seqüencial com lixas de

carboneto de silício de granulometria 1000, 1200 e 2500 e, posteriormente, atacados

com reagente químico para revelação.

Para selecionar um reagente que apresentasse melhor qualidade de revelação

das zonas formadas nas amostras soldadas, foram testados diferentes tipos de

reagentes, os quais, segundo a literatura consultada (ASM Handbook, 2004), são

indicados para realização de ataque químico em ligas de alumínio da família 5000.

Os testes de revelação foram realizados com três tipos de reagentes, reagente

para ataque cáustico, reagente de Keller e reagente de Keller com quantidades

modificadas. Realizados os testes, observou-se que o reagente que apresentou a

melhor revelação das zonas das juntas soldadas da liga de alumínio 5052 foi o

reagente de Keller modificado. O reagente para ataque cáustico e o reagente de

Keller se mostraram inadequados. A composição química reagente de Keller

modificado está na Tabela 8.


Tabela 8 – Composição química do reagente utilizado nos ataques químicos.

Reagente Composição química Forma de ataque

Keller modificado

75 ml de HCl(38%)

25 ml de HNO3(70%)

5 ml de HF(40%)

25 ml de H2O destilada

• Imersão da mostra

durante 15 segundos em

reagente fresco.

• Lavagem com água.

• Limpeza com álcool

etílico.

• Secagem com ar

quente.

Após o ataque químico, as amostras foram analisadas com o auxílio do mesmo

aparato utilizado nas macrografias anteriores.

3.8 Ensaios de microdureza

Com o propósito de avaliar a microdureza das zonas visualizadas durante as

análises metalográficas, foram realizados ensaios de dureza Vickers.

Para a realização dos ensaios de microdureza foram escolhidas duas amostras

respeitando um critério baseado na área medida dos defeitos de cavidade. Foram

escolhidas uma amostra com pequena área de cavidade e outra com grande área de

cavidade.

Tomando-se como referência a metodologia utilizada por SCIALPI et al. (2006),

no presente estudo, foram realizadas sucessivas indentações partindo da linha de

centro das amostras considerando um espaçamento de 1 mm entre cada

indentação. Todas as indentações foram realizadas com indentador de diamante a

uma carga aplicada de 100 g durante o tempo de 10 s.

Na amostra com menor área de cavidade foram medidos dois perfis de

microdureza, um perfil distribuído a 3,2 mm abaixo da face da solda e outro

distribuído a 4,2 mm abaixo da face da solda. Para a amostra com área de cavidade

maior foi medido a penas o perfil localizado a 3,2 mm abaixo da face da solda. Para


cada perfil de dureza foram realizadas 27 medições. A Figura 33 ilustra os locais

onde os valores de microdureza foram obtidos.

Figura 33 – Perfis de microdureza.

Todas as medições de microdureza foram realizadas com um microdurômetro

SHIMADZU modelo HMV-2.

Os valores de microdureza medidos nas duas amostras foram tabelados e

posteriormente submetidos à análise estatística.

3.9 Análise estatística A análise dos resultados experimentais foi realizada utilizando-se ferramentas

estatísticas adequadas ao planejamento experimental fatorial 23 definido para a

realização deste trabalho.

As ferramentas estatísticas utilizadas para analisar e interpretar os dados

experimentais obtidos foram a ANOVA (análise de variância) e o teste t Student.

Os dados obtidos durante a medição da área dos defeitos internos

visualizados nos ensaios metalográficos iniciais foram submetidos à análise de

variância com o objetivo de verificar a influência das variáveis independentes

(rotação, velocidade de avanço e ângulo de inclinação da ferramenta de soldagem)

na geração dos defeitos internos.

Os dados obtidos nos ensaios de microdureza foram analisados pelo teste t

com a finalidade de verificar se a média dos valores de microdureza obtidos em cada

uma das regiões apresentava diferença significativa. Na amostra com menor área de

defeitos, o teste t foi realizado entre os valores de microdureza obtidos nas


seqüências de indentação executadas em regiões a 4,2 mm e 3,2 mm abaixo da

face da solda. O teste t também foi realizado entre os valores de microdureza

obtidos em ambas as amostras na região 3,2 mm abaixo da face da solda.

As análises estatísticas com a ANOVA e com o teste t Student foram

executadas com o auxílio do software STATISTICA versão 6.0.

Os resultados para ambos os testes foram disponibilizados em tabelas e

discutidos no Capítulo 4.

Capítulo 4 Resultados e Discussões 67

4 RESULTADOS E DISCUSSÕES

4.1 Introdução

No presente capítulo serão apresentados e discutidos os resultados obtidos

nos procedimentos descritos no Capítulo 3. No item 4.2 são apresentados e

discutidos os resultados obtidos nos testes preliminares para levantamento dos

parâmetros de soldagem. No item 4.3 são discutidos os resultados obtidos nos

testes realizados conforme a matriz de planejamento experimental delineada para

este trabalho. No item 4.4 são apresentados os resultados obtidos nos ensaios

radiográficos, enquanto que no item 4.5 são mostrados os resultados obtidos na

análise metalográfica e no item 4.6 são apresentados os resultados obtidos nos

ensaios de microdureza. Os itens 4.7, 4.8 e 4.9 discutem os resultados obtidos no

teste t student, os resultados obtidos na análise de variância e os efeitos das

variáveis de soldagem na geração de cavidades, respectivamente.

4.2 Testes preliminares Conforme comentado, os testes preliminares foram realizados com a finalidade

de definir intensidades das variáveis de processo que permitissem que as soldas

fossem executadas sem causar danos à máquina de soldagem e identificar níveis de

intensidade das variáveis de processo que poderiam causar a formação de

descontinuidades que pudessem comprometer as juntas pela formação de

descontinuidades graves. As três condições impostas no item 3.3. do Capítulo 3 utilizadas para definir a

intensidade da rotação e da velocidade de avanço da ferramenta permitiram realizar

o levantamento das intensidades básicas conforme apresentado na Tabela 9.


Tabela 9 – Intensidades básicas de rotação e velocidade de avanço da ferramenta de

soldagem.

Condição Parâmetros de processo

1 Velocidade de avanço mínima

de 14 mm/min

Rotação máxima

de 2000 rpm

2 Rotação mínima de 180 rpm Velocidade de avanço mínima

de 14 mm/min

3 Velocidade de avanço máxima

de 450 mm/min Rotação mínima de 180 rpm

Nota-se na Tabela 9 que as condições de intensidade excluem as rotações

mais baixas e as velocidades de avanço mais altas permitidas pela máquina (citadas

na Tabela 8 do item 3.2). A utilização de rotação mínima de 180 rpm é justificada

pelo fato de ter sido observado que rotações menores contribuírem para formação

de embicamento na junta. O embicamento da junta foi causado pela projeção do

material deformado na raiz da solda no início do processo quando o pino da

ferramenta de soldagem foi inserido na junta.

Mediante a geração do embicamento na junta, foi considerado inviável realizar

soldagens com rotações inferiores a 180 rpm, mesmo com velocidade de avanço

mínima de 14 mm/min. Para a utilização de velocidades de avanço da ferramenta

maiores que 450 mm/min, testes preliminares com a rotação máxima de 2000 rpm

permitiram observar que quando intensidades de velocidade de avanço superiores a

450 mm/min foram utilizadas, a máquina não apresentou rigidez mecânica suficiente

e não suportou o deslocamento linear da mesa onde a junta foi fixada. Neste caso,

decidiu-se não utilizar velocidades de avanço maiores que 450 mm/min. Em

soldagens executadas com rotação mínima de ferramenta, fixada em 180 rpm e

velocidade de avanço de 450 mm/min, não foi observada influência no deslocamento

da mesa da máquina. O levantamento das intensidades básicas da rotação e da

velocidade de avanço da ferramenta permitiu definir as intensidades da Tabela 10.


Tabela 10 – Intensidades das variáveis de soldagem para execução dos testes preliminares.

Rotação (rpm) Velocidade de avanço (mm/min)

2000 14 40 80 112 160 224 315 450

1400 14 40 80 112 160 224 315 450

1000 14 40 80 112 160 224 315 450

740 14 40 80 112 160 224 315 450

500 14 40 80 112 160 224 315 450

355 14 40 80 112 160 224 315 450

250 14 40 80 112 160 224 315 450

180 14 40 80 112 160 224 315 450

Nos testes preliminares a velocidade de avanço de 14 mm/min foi definida

como padrão de velocidade para inserção do pino da ferramenta de soldagem nas

juntas. Esta intensidade foi definida como padrão por não causar o embicamento

das juntas durante o início do processo de soldagem.

Realizados todos os testes preliminares utilizando os parâmetros da Tabela 10,

cada uma das soldas foi submetida a inspeções visuais com o propósito de

identificar as juntas que apresentassem o menor índice de descontinuidades. Nas

inspeções visuais foram observadas algumas das descontinuidades citadas na

revisão da literatura deste trabalho (item 2.3.6 do Capítulo 2), tais como falta de

preenchimento e descamação da superfície, rebarbas e cavidades no final das

soldas. A Figura 34 ilustra os tipos de defeitos visualizados nas soldas durante a

execução dos testes preliminares.


Figura 34 – Defeitos de soldagem visualizados nos testes preliminares: (a) embicamento, (b)

falta de preenchimento, (c) vazio e (d) rebarbas espessas.

Como pode ser visto na Figura 34, as escalas utilizadas foram adotadas

visando-se proporcionar as melhores visualizações dos defeitos representados.

Nos testes preliminares observou-se que determinadas combinações de níveis

de rotação e de velocidade de avanço da ferramenta permitiram a formação de

diferentes tipos de defeitos, os quais, em alguns casos, ocorreram ao mesmo tempo

nas juntas. De acordo com a severidade dos defeitos, estes foram considerados

como defeitos críticos e defeitos menos severos. Os defeitos de embicamento, falta


de preenchimento da superfície das soldas e rebarbas bastante espessas no lado

retratado da solda foram considerados como defeitos críticos, pois acreditou-se que

as juntas que apresentaram estes defeitos não apresentariam boas propriedades

mecânicas se submetidas a ensaios mecânicos. Baseando-se nisso, considerou-se

arbitrariamente que defeitos como rebarbas finas no lado de progressão e no lado

retratado da solda, vazio no lado de progressão no final do cordão de solda e

descamação da face da solda como defeitos menos severos, pois estes não

comprometeriam as propriedades mecânicas das soldas da mesma forma que os

defeitos críticos.

Durante os testes preliminares notou-se que a formação de defeitos nas juntas

variou com as condições de soldagem impostas as juntas. O defeito de falta de

preenchimento foi observado em todas as soldas executadas com rotações acima de

355 rpm empregando qualquer umas das velocidades de avanço da Tabela 10

acima de 54 mm/min. O defeito foi presenciado somente no lado de progressão das

soldas. Nas soldas obtidas com rotações de 180 e 250 rpm, empregando qualquer

uma das velocidades de avanço da Tabela 10, o defeito não foi observado. Estas

observações permitem concordar com ARBEGAST (2003), pois os defeitos de falta

de preenchimento nas soldas observados neste trabalho tenderam a piorar com a

diminuição das velocidades de avanço e com o aumento das rotações. Neste

trabalho foi observado que o defeito de falta de preenchimento esteve relacionado

com a geração de rebarbas nas juntas que foram soldadas com altas rotações e

baixas velocidades. Neste caso, como hipótese, as altas rotações podem ter

colaborado para que o material deformado plasticamente ao redor do pino da

ferramenta não tenha sido forjado nas vizinhanças da parte traseira do pino durante

o movimento de avanço da ferramenta, mas fluído até a região abaixo do suporte da

ferramenta durante a etapa de extrusão e escoado para fora desta região formando

as rebarbas nos dois lados da face da solda. A Figura 35(a) e 35(b) reforçam esta

hipótese.


Figura 35 – Defeito de falta de preenchimento em juntas soldadas com rotação de 1000 rpm:

(a) Velocidade de avanço de 224 mm/min e (b) Velocidade de avanço de 450 mm/min.

Quanto ao defeito do tipo vazio no final dos cordões de solda, este foi

observado somente no lado de progressão de soldas executadas com rotações de

180 rpm e 250 rpm e com todas as velocidades de avanço da Tabela 10. A hipótese

para formação deste defeito ainda não está clara, portanto melhores análises serão

realizadas mais adiante neste trabalho.

Embora todas as juntas soldadas tenham apresentado rebarbas, em algumas

juntas foi visualizada a formação mais intensa de rebarbas tanto no lado de

progressão quanto no lado retratado das soldas. Para as juntas que mostraram

maior incidência de rebarbas no lado retratado da solda, como primeira hipótese,

acredita-se que parcelas do fluxo de material deformado plasticamente pelo pino da

ferramenta sejam expelidas nas bordas do suporte no lado retratado das soldas.

Como segunda hipótese, acredita-se que o atrito gerado entre a face do suporte e a

superfície da junta contribua para que o material aquecido e deformado na face da

solda seja transportado a partir do lado de progressão da solda e acumulado em

forma de rebarbas no lado retratado da solda durante o deslocamento da ferramenta

de soldagem. Quanto à ocorrência do deste defeito, verificou-se que este se

apresentou de forma mais intensa quando as soldas foram executadas com

velocidades de avanço mais baixas e rotações mais altas, conforme pode ser

visualizado na Figura 36.


Figura 36 – Formação de rebarbas no lado de avanço de soldas: (a) Junta soldada com 180

rpm e 315 mm/min e (b) Junta soldada com 355 rpm e 14 mm/min.

Na Figura 36 as áreas destacadas pelos círculos em vermelho mostram as

regiões onde a ferramenta foi inserida no início do processo de soldagem

provocando a expulsão de material, permitindo a formação de rebarbas pelo

escoamento do material pelas bordas do suporte da ferramenta de soldagem.

Durante as soldagens foi verificado que a formação de rebarbas durante a inserção

da ferramenta é inevitável para ferramentas com suporte plano. A formação das

demais rebarbas em toda a extensão das juntas é explicada pelas duas hipóteses

abordadas anteriormente.

A avaliação dos defeitos e dos parâmetros de soldagem permitiu definir um

envelope operacional contendo os parâmetros considerados mais adequados para a

execução de novas soldas. O envelope operacional foi baseado somente nas

intensidades de rotação e de velocidade de avanço que geraram defeitos

caracterizados como menos severos. A Tabela 11 apresenta os parâmetros obtidos.


Tabela 11 – Envelope operacional.

Parâmetro de soldagem Nível alto Nível baixo

Rotação (rpm) 250 180

Velocidade de avanço (mm/min) 450 112

Devido à limitação de tempo e de recursos materiais, optou-se por não se

realizar pré-testes com o ângulo de inclinação da ferramenta, deixando-se para

testar a sua influência nos testes propriamente ditos.

4.3 Testes segundo matriz de planejamento do procedimento experimental

Conforme comentado no item 3.4, para a realização de testes segundo uma

matriz de planejamento, além dos níveis de intensidade do envelope operacional

definido nos testes preliminares, considerou-se o ângulo de inclinação da ferramenta

de soldagem como variável do processo.

O ângulo de inclinação da ferramenta foi admitido como variável de soldagem

com objetivo de verificar a sua influência na geração de um defeito específico, neste

caso, o defeito tipo vazio. Apesar disso, a influência do ângulo de inclinação da

ferramenta na geração de defeitos como rebarbas e descamação também foi

avaliada.

Na matriz de planejamento do procedimento experimental foram definidos dois

níveis de intensidade para o ângulo de inclinação, um nível de intensidade baixa de

0° e um nível de intensidade alta de 2°. Os níveis de intensidade para o ângulo de

inclinação da ferramenta de soldagem foram baseados em estudo conduzido por

CHEN et al. (2006). A matriz de planejamento do procedimento experimental para

cada ensaio é apresentada na Tabela 12. Os ensaios foram executados

aleatoriamente, de acordo com a seqüência de condições de ensaio da matriz da

Tabela 12.

Tabela 12 – Matriz dos níveis de intensidade das variáveis de processo.


Condição de ensaio

Rotação (rpm)

Velocidade de avanço (mm/min)

Ângulo de inclinação (°)

10 250 112 0

9 180 112 0

6 250 112 2

7 180 450 2

13 180 112 2

8 250 450 2

14 250 112 2

12 250 450 0

16 250 450 2

15 180 450 2

11 180 450 0

5 180 112 2

4 250 450 0

2 250 112 0

3 180 450 0

1 180 112 0

Após terem sido executadas as soldagens, todas as juntas foram submetidas a

inspeções visuais para avaliação. Nas inspeções, além dos defeitos de rebarba, falta

de preenchimento da face e vazios, foi visualizado um novo tipo de defeito. Este

defeito, observado em algumas soldas executadas nos apenas nos testes, a

literatura chama de descamação da superfície. A Figura 37 ilustra o defeito de

descamação da superfície de duas juntas soldadas com rotações e velocidades

iguais, mas com diferentes ângulos de inclinação da ferramenta.


Figura 37 – Defeito de descamação da superfície de duas soldas: (a) Junta soldada com

180 rpm, 450 mm/min e 0° e (b) Junta soldada com 180 rpm, 450 mm/min e 2°.

A idéia sobre a formação do defeito de descamação da superfície ou face da

solda é de que as baixas rotações e altas velocidades de deslocamento da

ferramenta não permitem que seja desenvolvido calor friccional suficiente pelo atrito

entre a superfície do suporte da ferramenta e a face da solda, dificultando a

deformação plástica e o escoamento do material. A formação deste defeito foi mais

intensa em soldas realizadas com rotações de 180 rpm, velocidades de 450 mm/min

e ângulo de inclinação de ferramenta de 2°. Nas soldas executadas com a rotação

de 250 rpm e velocidades de 450 mm/min foi observado que o defeito tendeu a ser

minimizado quando as juntas foram comparadas com as juntas soldadas 180 rpm,


velocidades de 450 mm/min e ângulos de inclinação de 0° e 2°. A Figura 38

apresenta a junta soldada com 250 rpm, velocidades de 450 mm/min e ângulo de

inclinação de 2°.

Figura 38 – Minimização do defeito de descamação da superfície da junta soldada com 250

rpm, 450 mm/min e 2°.

Desta forma, acredita-se que o insumo de calor mais alto gerado pela rotação

de 250 rpm permitiu que o material escoasse com mais facilidade abaixo da

superfície do suporte da ferramenta de soldagem, diminuindo a descamação da

superfície.

Em juntas soldadas com mesmas rotações e velocidade de avanço foi possível

avaliar melhor os mecanismos que contribuem para a formação de rebarbas nas

soldas. Análises considerando soldas realizadas com ângulos de inclinação de

ferramenta diferentes permitem afirmar que o ângulo de inclinação de 2° contribuiu

para uma menor geração de rebarbas nas soldas. A hipótese para a formação de

rebarbas nas soldas executadas com ferramentas com ângulo de inclinação de 2° é

de que este ângulo permitiu um aumento da pressão de contato entre a superfície do

suporte da ferramenta e das juntas soldadas. Isto fez com que uma menor

quantidade de material deformado plasticamente fosse deslocado para as bordas da

ferramenta, fazendo com que a geração de rebarbas nas margens das soldas fosse


menos intensa, como pode ser observado comparando-se a Figura 39(a) com a

Figura 39(b).

Figura 39 – Rebarbas em soldas: (a) Junta soldada com 250 rpm, 112 mm/min e 2° e (b)

Junta soldada com 250 rpm, 112 mm/min e 0°.

Embora o aumento inadequado do ângulo de inclinação da ferramenta possa

influenciar na incidência de rebarbas nas soldas (CHEN et al., 2006), neste trabalho


verificou-se que o ângulo de inclinação de 2° foi bastante adequado, pois gerou

menores quantidades de rebarba que o ângulo de inclinação de 0°.

Nas soldas obtidas utilizando-se a mesma rotação de 250 rpm e velocidades

de avanço de 112 mm/min, porém, com ângulo de inclinação de ferramenta de 0°, foi

observado o destacamento parcial de rebarba em toda a extensão da junta durante

a soldagem. Acredita-se que o fator que contribuiu para o destacamento da rebarba

foi o pequeno raio usinado na borda do suporte da ferramenta. O pequeno raio

contribuiu para que parte do material arrastado pela superfície abaixo do suporte da

ferramenta fosse destacada pela região frontal do suporte durante o deslocamento

da ferramenta.

Quanto à formação de defeito do tipo vazio no final das soldas, foi observado

que todas as juntas soldadas apresentaram a formação do defeito. Para uma melhor

avaliação da ocorrência dos vazios, após as soldagens segundo a matriz de

planejamento, todas as juntas foram submetidas a ensaios radiográficos.

4.4 Ensaios radiográficos

Os ensaios radiográficos de gamagrafia permitiram avaliar com maior

profundidade a extensão dos vazios gerados nas juntas soldadas nos testes

segundo a matriz de planejamento.

As gamagrafias revelaram que os defeitos de vazio no final dos cordões de

solda eram na realidade cavidades desenvolvidas em toda a extensão dos cordões

de solda.

Neste trabalho não foi possível usar nenhuma das gamagrafias reveladas para

ilustrar o defeito de cavidade, pois a qualidade de revelação das gamagrafias não

permitiu que o defeito pudesse ser mostrado com clareza em ilustrações.

Os ensaios radiográficos proporcionaram uma contribuição relevante para este

trabalho, pois foram bastante úteis para a avaliação qualitativa das juntas soldadas.


4.5 Análise metalográfica

4.5.1 Macrografia das cavidades

A análise metalográfica das amostras de cada junta soldada permitiu avaliar as

dimensões e os locais onde foram geradas as cavidades nas soldas.

As cavidades foram geradas em regiões no lado de progressão das soldas e

abaixo da face do pino da ferramenta de soldagem. A Figura 40 ilustra a macrografia

de uma amostra obtida no ensaio 10, onde foi observada a maior área transversal de

cavidade.

Figura 40 – Área da cavidade desenvolvida na solda do ensaio 10.

Para avaliar a formação das cavidades em cada solda procurando levantar a

influência dos níveis de intensidade das variáveis de processo na geração de

cavidades, foram medidos os valores das áreas das cavidades. Os valores de área

de cavidade da Tabela 13 são os valores médios das cavidades medidas para cada

ensaio e sua réplica.


Tabela 13 – Áreas das cavidades de cada junta em função das intensidades dos parâmetros

de processo.

Ensaio e réplica

Intensidades dos parâmetros de soldagem

Área das cavidades

(mm2)

1 e 9 180 rpm, 112 mm/min e 0° 0,360079

2 e 10 250 rpm, 112 mm/min e 0° 0,688707

3 e 11 180 rpm, 450mm/min e 0° 0,573618

4 e 12 250 rpm, 450 mm/min e 0° 0,550807

5 e 13 180 rpm, 112 mm/min e 2° 0,192407

6 e 14 250 rpm, 112 mm/min e 2° 0,017150

7 e 15 180 rpm, 450 mm/min e 2° 0,565134

8 e 16 250 rpm, 450 mm/min e 2° 0,383235

A Tabela 13 mostra que as intensidades dos parâmetros de soldagem

utilizados nos ensaios 2 e 10 contribuíram para a geração de cavidades de maior

área média e que as intensidades dos parâmetros de soldagem utilizados nos

ensaios 6 e 14 contribuíram para a geração de cavidades de menor área média. O

efeito dos níveis de intensidade das variáveis de processo sobre a geração das

cavidades é discutido mais adiante.

4.5.2 Macrografia das zonas formadas

A macrografia da Figura 41 foi obtida de uma amostra retirada da junta soldada

no ensaio 14. A junta soldada no ensaio 14 é representativa de uma junta com

menor incidência de defeitos de soldagem.

Na Figura 41 pode ser notado que o ataque químico realizado com o reagente

de Keller de composição modificada não proporcionou uma revelação satisfatória

das zonas formadas na solda.


O ataque químico não permitiu mostrar com clareza a extensão do nugget (c) e

não revelou a formação de uma zona afetada pelo calor na solda. A formação de

anéis concêntricos também não foi visualizada no nugget. Apesar disso, o ataque

revelou a formação de três zonas termo-mecanicamente afetadas (ZTMA (b), (d) e

(e)) que apresentaram macroestruturas diferentes. Na Figura 41 o metal de base é

indicado pela letra (a). A Figura 42 mostra a macrografia da seção transversal da

solda.

Figura 41 – Zonas formadas na amostra soldada no ensaio 14.

Os detalhes da macroestrutura de cada zona indicada pelas letras na Figura 41

são mostrados na Figura 42.


Figura 42 – Ampliação das zonas formadas na amostra do ensaio 14: (a) Metal de base, (b)

ZTMA no lado retratado da solda, (c) Nugget , (d) ZTMA formada abaixo da face da solda e

(e) ZTMA no lado de progressão da solda.


Como mostrado nas macrografias detalhadas da Figura 42, a partir do metal de

base (Figura 42(a)), os grãos do material diminuíram gradativamente de tamanho até

o nugget (Figura 42(c)). Sabendo-se que a evolução da macroestrutura das zonas

de uma solda realizada por FSW é devida as diferentes temperaturas e taxas de

deformação desenvolvidas em cada uma das zonas (MISHRA et al., 2005), pode-se

dizer que a estrutura do nugget, a qual é caracterizada por grãos bastante

pequenos, é desenvolvida por um processo de recristalização dinâmica. Este

processo de recristalização dinâmica é gerado a partir das deformações intensas e

das altas temperaturas desenvolvidas durante o processo de extrusão realizado pelo

pino da ferramenta de soldagem. Desta forma, a grande taxa de deformação e as

altas temperaturas desenvolvidas no nugget permitem que os grãos dessa região

sejam refinados durante o processo de soldagem.

Quanto as ZTMAs formadas nos lados retratado e de progressão da solda

(Figura 42(b) e 42(e)), foi observado que seus grãos são maiores que os grãos do

nugget e mais alongados que os grãos do metal de base. Acredita-se que as

estruturas destas duas zonas são formadas pela influência de taxas de deformação

imposta pelo pino da ferramenta e por temperaturas menores que as desenvolvidas

no nugget.

Quanto a ZTMA formada abaixo da face da solda (Figura 42(d)), a causa para

a formação de grãos menores que os grãos das demais ZTMAs pode ser explicada

pelo fato da ZTMA abaixo da face da solda ter sido desenvolvida sob efeitos termo-

mecânicos intermediários entre os efeitos termo-mecânicos que contribuíram para o

desenvolvimento do nugget e das demais ZTMAs. A hipótese neste caso é de que

os efeitos termo-mecânicos intermediários possibilitaram a criação de sub-contornos

de grão a partir da movimentação de discordâncias na região.

4.6 Ensaios de microdureza

Para a realização dos ensaios de microdureza foi definido um critério de

escolha de amostras baseado na área média dos defeitos de cavidade. Neste caso,

foram escolhidas duas amostras de juntas com áreas de cavidade diferentes, sendo

uma com pequena área de cavidade e outra com área de cavidade maior. Deste

modo, para a realização dos ensaios de microdureza foram escolhidas uma amostra


da junta soldada no ensaio 14 e uma amostra da junta soldada no ensaio 4. As

amostras dos ensaios 4 e 14 foram escolhidas por terem se mostrado mais

adequadas para a realização dos ensaios de microdureza devido o defeito de

cavidade de cada uma das amostras não ter sido gerado próximo aos locais

definidos para a medição dos perfis de dureza.

Os valores de microdureza medidos nos perfis da amostra obtida no ensaio 14

e da amostra obtida no ensaio 4, bem como os desvios padrão e as médias das

medições, são mostrados na Tabela 14 e 15, respectivamente. Nas tabelas, as

distâncias negativas do centro da solda são referentes às distâncias no lado

retratado das soldas. As distâncias positivas são referentes ao lado de progressão

das soldas. O centro da solda é representado pelo número zero.

Para a amostra da junta obtida no ensaio 14, foi medida a microdureza em dois

perfis com o propósito de verificar a ocorrência de variações da microdureza das

zonas formadas na junta. No caso da amostra da junta obtida no ensaio 4, optou-se

por fazer a medição de microdureza em um único perfil, pois a finalidade era

comparar os valores de dureza medidos na amostra 4 com os valores de

microdureza medidos na amostra 14, no mesmo perfil.

Obtidos os valores dos perfis de dureza da Tabela 14 e da Tabela 15, foram

construídos gráficos para analisar os resultados obtidos nos ensaios de microdureza.

Os gráficos das Figuras 43 e 44 comparam os valores dos perfis de microdureza

medidos nas amostras (eixo y) em função da distância entre as indentações

realizadas a partir do centro da solda (eixo x). Os locais para medição dos perfis de

dureza das amostras foram escolhidos com o objetivo de evitar a influência de

defeito de cavidade nas indentações.

Para ajudar na análise dos perfis de microdureza dos gráficos 43 e 44, admitiu-

se que a extensão do nugget desenvolvido nas soldas das amostras 4 e 14 foi igual

ao diâmetro do pino da ferramenta de soldagem, conforme definido nos gráficos.

Devido a extensão das ZTMAs das amostras serem diferentes nos locais onde os

perfis de microdureza foram obtidos, nos gráficos 43 e 44 não foi admitida uma

extensão para esta zona.


Tabela 14 – Perfis de microdureza para a amostra do ensaio 14.

Perfil de microdureza medido a 4,2 mm abaixo da face da solda

Perfil de microdureza medido a 3,2 mm abaixo da face da solda

Indentação Distância do

centro da solda (mm)

Valor HV0.1 Indentação

Distância do centro da

solda (mm) Valor HV0.1

1 -13 67,3 28 -13 66,1 2 -12 61,5 29 -12 62,7 3 -11 66,7 30 -11 65,8 4 -10 67 31 -10 63,3 5 -9 64,4 32 -9 63,5 6 -8 66 33 -8 63,6 7 -7 63,9 34 -7 60,1 8 -6 64,5 35 -6 62 9 -5 65,6 36 -5 61,8 10 -4 62,9 37 -4 62,4 11 -3 65,1 38 -3 62 12 -2 64,8 39 -2 62,3 13 -1 63,2 40 -1 62,4 14 0 66,5 41 0 62,1 15 1 62,3 42 1 63,9 16 2 60,9 43 2 63,9 17 3 60,8 44 3 63,1 18 4 61,5 45 4 61,6 19 5 59,4 46 5 61,2 20 6 63,4 47 6 62,2 21 7 62,8 48 7 60,2 22 8 66,2 49 8 63,1 23 9 65,8 50 9 61,9 24 10 63,4 51 10 65,4 25 11 63,4 52 11 63,3 26 12 64,9 53 12 65,4 27 13 67,1 54 13 67,2 Desvio padrão 2,16 Desvio padrão 1,73

Média 64,12 Média 63,06


Tabela 15 – Perfis de microdureza para a amostra do ensaio 4.

Perfil de microdureza 3,2 mm abaixo da face da solda

Indentação Distância do centro da solda (mm)

Valor HV0.1

27 -13 68,1 26 -12 67,6 25 -11 68,2 24 -10 67,4 23 -9 68,3 22 -8 67,6 21 -7 68,6 20 -6 71,2 19 -5 67,6 18 -4 74,6 17 -3 72,4 16 -2 71 15 -1 71,8 1 0 70,2 2 1 73,1 3 2 67,1 4 3 63,6 5 4 62,3 6 5 66 7 6 65,4 8 7 67,8 9 8 69,5 10 9 71,1 11 10 71,4 12 11 69,8 13 12 70,5 14 13 69,8

Desvio padrão 2,80 Média 68,96

O gráfico da Figura 43 compara os perfis de microdureza da junta soldada no

ensaio 14.


Figura 43 – Perfis de dureza na amostra do ensaio 14.

Comparando-se os dois perfis de microdureza do gráfico da Figura 43, pode-se

afirmar que os valores de microdureza apresentaram variações bastante pequenas

no nugget e nas ZTMAs próximas as linhas de transição definidas no gráfico pelo

diâmetro do pino da ferramenta. Apesar das variações de microdureza no nugget

terem sido pequenas, no perfil obtido a 4,2 mm abaixo da face da solda do ensaio 14

foi observado uma pequena queda da microdureza do nugget. Esta queda pode ser

observada a partir da linha de centro da solda, seguindo até a linha de transição

definida no lado de progressão da solda.

A hipótese para a ocorrência da queda da microdureza no nugget é de que

uma baixa densidade de discordâncias foi gerada a partir da recuperação dinâmica e

recristalização dos grãos da região onde foi observada a queda. Embora a queda de

microdureza tenha sido observada em locais próximos a área onde o defeito de

cavidade foi observado na amostra do ensaio 14, nada pode ser afirmado sobre a


influencia do defeito, ou ainda, sobre os fenômenos que contribuíram para a sua

formação, na ocorrência da queda da microdureza no nugget.

Quanto ao perfil de microdureza obtido a 3,2 mm abaixo da face da solda do

ensaio 14, pode-se dizer apenas que o nível de intensidade das variáveis de

processo utilizados no ensaio 14 influenciaram de forma desprezível a microdureza

do nugget. Enfim, as observações realizadas para os dois perfis de microdureza

da amostra obtida no ensaio 14 permitem afirmar que a variação da microdureza ao

longo do nugget pode ser desconsiderada.

Observando o gráfico da Figura 44, o qual compara os perfis de microdureza

centrais das amostras da juntas soldadas nos ensaios 4 e 14, podem ser verificados

dois comportamentos distintos da microdureza no nugget da amostra do ensaio 4.

Figura 44 – Perfis de microdureza das amostras dos ensaios 4 e 14.


As causas para o aumento de microdureza no nugget e na ZTMA próxima a

linha de transição no lado retratado da solda da amostra do ensaio 4 não estão

muito claras. Acredita-se que o aumento da microdureza no nugget e na ZTMA pode

ter sido causado por uma deformação muito intensa de discordâncias geradas por

um fluxo plástico anormal. Neste caso, o fluxo plástico anormal foi desenvolvido a

partir da alta velocidade de avanço utilizada durante o ensaio. Quanto a queda de

microdureza observada no nugget da amostra do ensaio 4, as causas que

contribuíram para a ocorrência do fenômeno também não ficaram claras. A hipótese

para a diminuição da microdureza em regiões do nugget e da ZTMA próximas da

linha de transição no lado de progressão da solda é de que o fluxo plástico anormal

contribuiu para que fosse desenvolvida uma baixa densidade de discordâncias em

regiões do nugget e da ZTMA próximos a linha de transição no lado de progressão

da solda.

Embora tenha sido verificada uma queda na microdureza no nugget da amostra

soldada no ensaio 4, a amostra apresentou valores de microdureza superiores aos

valores medidos na solda obtida no ensaio 14. Tal comportamento foi atribuído a

baixa velocidade de avanço utilizada e a uma menor geração de calor durante a

execução do ensaio 4.

Os resultados dos ensaios de microdureza são discutidos com o auxílio de

análise estatística, no item 4.7.

4.7 Teste t de student

Devido as médias aritméticas dos valores de microdureza da Tabela 14 terem

sido bastante próximas, decidiu-se aplicar o teste t Student com a finalidade de

verificar se os valores médios de microdureza de cada uma dos perfis das amostras

das juntas obtidas nos ensaios 4 e 14 tinham diferença significativa.

Para a realização dos cálculos com o teste t foram considerados os seguintes

dados de entrada: valores das médias de microdureza para cada um dos perfis,

desvio padrão dos valores de dureza obtidos em cada perfil e número de medições

realizadas em cada perfil.

Os resultados numéricos obtidos no teste t são expressos por um fator

chamado de Valor p. Quando o Valor p calculado no teste é igual ou excede o nível


de significância do teste, neste caso, uma significância de 0,05, entende-se que não

existe diferença entre as médias comparadas e que os diferentes níveis de

intensidade das variáveis de processo apresentaram as mesmas influências nas

médias. Quando o Valor p calculado é menor que o nível de significância, considera-

se que as médias são diferentes e que os diferentes níveis de intensidade das

variáveis de processo apresentaram influências distintas em cada média.

O teste t foi realizado inicialmente para comparar os valores médios de

microdureza obtidos nos dois perfis da amostra da junta do ensaio 14, a qual foi

soldada com os níveis de intensidade de 250 rpm, 112 mm/min e 2°. Após isso, o

teste foi realizado para comparar os valores médios de microdureza obtidos dos

perfis das juntas 4 e 14. Para as juntas 4 e 14 foram comparadas apenas as médias

obtidas nos perfis localizados a 3,2 milímetros abaixo da face de cada uma das

soldas. As Tabelas 16 e 17 mostram os resultados obtidos no teste t Student.

Tabela 16 – Resultados do teste t Student para as médias de microdureza da junta 14.

Junta Local do

perfil Média

Desvio padrão

Número de medições

Valor p calculado

14 4,2 mm 64,12 2,16 27

14 3,2 mm 63,06 1,73 27 0,053

Tabela 17 – Resultados do teste t Student para as médias de microdureza da junta 4 e 14.

Junta Local do

perfil Média

Desvio padrão

Número de medições

Valor p calculado

14 3,2 mm 63,06 1,73 27

4 3,2 mm 68,96 2,80 27 0,000

Como pode ser visto na Tabela 16, o teste t das médias dos valores dos perfis

de microdureza obtidos na junta do ensaio 14 teve como resultado o Valor p

calculado de 0,053. Para o nível de significância de 0,05, pode-se afirmar que as

médias dos valores dos perfis de microdureza da junta do ensaio 14 não


apresentaram diferença entre as médias. Neste caso, acredita-se que para os níveis

de intensidade de 250 rpm, 112 mm/min e 2°, a dureza das zonas formadas e do

metal de base da junta 14 não variou significativamente na extensão dos dois perfis

indentados. Portanto, pode-se dizer que os níveis de intensidade utilizados no

ensaio 14 não promoveram a perda ou o aumento significativo da microdureza nas

regiões formadas na solda do ensaio 14.

Para as médias de microdureza dos perfis da junta 4 e 14, o teste t teve como

resultado o Valor p calculado de 0. De posse deste resultado, pode-se afirmar que

as médias de microdureza dos perfis das juntas 4 e 14 apresentaram diferença

significativa. Esta afirmação permite acreditar que os níveis de intensidade de 250

rpm, 450 mm/min e 0° podem ter contribuído para que ocorresse um aumento da

microdureza na ZTMA no lado retratado da solda e em algumas regiões do nugget

da solda do ensaio 4. Como hipótese, a alta velocidade de avanço da ferramenta

pode ter ocasionado uma deformação mais intensa no lado retratado da solda,

proporcionando o aumento da microdureza na ZTMA e em regiões do nugget

desenvolvidas no lado retratado.

4.8 Análise de variância

Em conformidade com o planejamento experimental adotado, fatorial completo

com 3 variáveis a dois níveis, os valores das áreas de cavidade obtidos, listados na

tabela 14 foram submetidos a análise de variância para verificar a influência das

variáveis de processo a ocorrência das cavidades.

A análise de variância foi realizada adotando-se um intervalo de confiança de

95% e considerando-se os efeitos isolados dos fatores (variáveis de processo), bem

como efeitos das interações de segundo e de terceiro níveis.

A Tabela 18 mostra os resultados da análise de variância das áreas de

cavidade.


Tabela 18 – Análise de variância dos valores de área de cavidade.

Fatores SQ GL QM F calculado F tabelado

(1) Rotação 0,000659 1 0,000659 0,024861 4,54

(2) Velocidade 0,165832 1 0,165832 6,257053 4,54

(3) Inclinação 0,257701 1 0,257701 9,723356 4,54

1*2 0,032056 1 0,032056 1,209495 4,54

1*3 0,109884 1 0,109884 4,146047 4,54

2*3 0,109949 1 0,109949 4,148519 4,54

1*2*3 0,029721 1 0,029721 1,121415 4,54

Erro 0,212026 8 0,026503

SQ Total 0,917829 15

A verificação da influência dos fatores na formação de cavidades é feita pela

comparação entre valores de F calculado e F tabelado respectivos a cada um dos

fatores da tabela de análise de variância. Quando o F calculado é maior que o F

tabelado de um determinado fator, deve-se aceitar a hipótese nula de que o fator

causou influencia na variável de resposta. No caso da Tabela 18, pode ser notado

que o fator 2 (velocidade de avanço) e o fator 3 (ângulo de inclinação da ferramenta

de soldagem) influenciaram na formação de cavidades nas soldas. Dentre estes dois

fatores, o que mais influenciou na formação de cavidades foi o ângulo de inclinação

da ferramenta, pois apresentou um valor de F calculado de 9,72 para um valor de F

tabelado de 4,54. O fator 1 (rotação da ferramenta) e as interações de segundo e

terceiro níveis não mostraram influência sobre a geração das cavidades para um

nível de significância de 5%.

A análise de variância mostrou ser uma ferramenta bastante útil na avaliação

da influência das variáveis de processo e de suas interações de segundo e de

terceiro níveis. Apesar disso, uma análise individual das variáveis de processo

mostra-se necessária para poder estimar mais precisamente a influência de cada

uma delas na geração de cavidades nas soldas. Esta análise é feita no item seguinte


utilizando gráficos que relacionam as variáveis de processo em função da variável

dependente, no caso, a área das cavidades.

4.9 Efeito de variáveis de soldagem na geração das cavidades

Com o objetivo de levantar os efeitos das intensidades das variáveis velocidade

de avanço e ângulo de inclinação da ferramenta de soldagem na geração dos

defeitos de cavidade, foram construídos gráficos relacionando as intensidades das

variáveis de processo com as áreas das cavidades. Para a construção dos gráficos

tomou-se o cuidado de relacionar a área de cavidades com apenas uma variável de

soldagem por vez.

Os gráficos das Figuras 45 e 46 mostram as curvas que relacionam as duas

intensidades para cada variável de processo com as áreas das cavidades das

soldas. Cada um dos gráficos possui uma tabela que tem como propósito identificar

cada curva quanto aos ensaios que tiveram seus parâmetros de processo

comparados em função das áreas de cavidade geradas. Nas tabelas também são

mostrados os valores das áreas das cavidades para cada uma das juntas.

4.9.1 Efeito da velocidade de avanço

O gráfico da Figura 45 mostra as curvas que relacionam os dois níveis de

intensidade da velocidade de avanço definidos para a execução das soldas com as

áreas das cavidades observadas. No gráfico pode-se notar, pelo comportamento das

curvas, que com o aumento da velocidade de avanço para 450 mm/min as áreas das

cavidades tendem a aumentar. Embora o gráfico ainda mostre em uma única curva

que o aumento da velocidade para 450 mm/min causou a diminuição das áreas de

cavidades, acredita-se que fatores não computados neste trabalho, como por

exemplo, a profundidade de penetração do pino da ferramenta, possam ter

influenciado este comportamento.

As três curvas crescentes do gráfico permitem acreditar que existe uma grande

tendência de minimizar, ou, até mesmo eliminar os defeitos de cavidade em juntas

soldadas pelo processo FSW pela diminuição da velocidade de avanço da

ferramenta de soldagem. Neste caso, pode-se entender que as velocidades mais

baixas contribuem para o desenvolvimento de um insumo de calor maior, o qual


contribui para a formação de um fluxo plástico adequado. Em um contexto geral,

estas observações permitem entrar em concordância com CHEN et al. (2006) que

afirmam que os defeitos de cavidade são gerados por altas velocidades de avanço

da ferramenta de soldagem pelo fato das altas velocidades de avanço não

contribuírem para o desenvolvimento uma temperatura suficiente no fluxo de

material deformado plasticamente e, desta forma, não permitem que haja o completo

forjamento de material no lado de progressão das soldas. Por outro lado, insumos de

calor mais adequados, desenvolvidos a partir de velocidades de avanço mais baixas,

proporcionam uma quantidade de calor e uma mistura do fluxo plástico mais

adequadas, as quais contribuem para que o material flua mais facilmente ao redor

do pino da ferramenta e seja forjado em sua totalidade no lado de progressão da

solda.

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

Velocidade de avanço (mm/min)

Áre

a de

def

eito

s (m

m^2

)

Ensaio 1_9 e 3_11 0,360079 0,573618Ensaio 2_10 e 4_12 0,688707 0,550807Ensaio 5_13 e 7_15 0,192407 0,565134Ensaio 6_14 e 8_16 0,017150 0,383235

112 450

Figura 45 – Área de cavidades em soldas em função da velocidade de avanço da

ferramenta de soldagem.


4.9.2 Efeito do ângulo de inclinação da ferramenta

A relação existente entre os níveis de intensidade dos ângulos de inclinação da

ferramenta de soldagem e o desenvolvimento das cavidades é mostrada pelas

curvas do gráfico da Figura 46.

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

Ângulo de inclinação da ferramenta (°)

Áre

a de

def

eito

s (m

m^2

)

Ensaio 1_9 e 5_13 0,360079 0,192407Ensaio 3_11 e 7_15 0,573618 0,565134Ensaio 2_10 e 6_14 0,688707 0,017150Ensaio 4_12 e 8_16 0,550807 0,383235

0 2

Figura 46 – Área de cavidades em soldas em função do ângulo de inclinação da ferramenta

de soldagem.

É interessante observar no gráfico da Figura 46 que todas as curvas

apresentam a mesma tendência quanto à influência dos ângulos nas áreas das

cavidades. O comportamento das curvas indica que área das cavidades tende a

diminuir com o aumento do ângulo de inclinação de ferramenta até a inclinação de

2°.


A explicação para esta tendência pode ser entendida se consideramos que a

inclinação da ferramenta de soldagem permite que a força de forjamento exercida

pelo suporte da ferramenta seja mais localizada na parte traseira da ferramenta de

soldagem. Desta forma, durante o deslocamento da ferramenta, o material

deformado plasticamente na parte traseira do pino é submetido a forças de

forjamento mais intensas que fazem com que o material deformado seja mais

compelido na região de forjamento. A ação de forças mais intensas permite que o

material deformado plasticamente preencha de forma mais eficaz a região de

forjamento.

Os resultados obtidos com os ângulos de inclinação de 0° e 2° permitem entrar

em concordância com CHEN et al. (2006) que relatam que a utilização de ângulos

de inclinação pequenos e ângulos de inclinação muito grandes podem contribuir

para a geração de cavidades, enquanto que ângulos de inclinação adequados

podem contribuir para diminuir ou evitando a formação destes defeitos nas soldas.

Analisando as discussões conduzidas sobre os efeitos das três variáveis de

processo, pode-se dizer que velocidades de avanço mais baixas e os ângulos de

inclinação maiores podem promover melhores condições de soldagem, pois ambos

proporcionam a minimização do defeito de cavidade nas soldas.

4.10 CONSIDERAÇÕES FINAIS

Algumas considerações podem ser feitas ao final deste trabalho:

A escolha do material e dos tratamentos térmicos aplicados à ferramenta se

mostrou adequada, pois a execução dos estudos utilizando a liga de alumínio 5052

foi conduzida sem desgaste visível da ferramenta.

Quanto ao projeto do dispositivo de fixação de juntas de topo, observou-se que

modificações no projeto poderiam ter contribuído para que o dispositivo fosse

resfriado mais rapidamente após as soldagens. A fabricação do dispositivo foi

considerada bem sucedida e seu desempenho se mostrou à altura das solicitações

impostas pelos testes.

A fresadora convencional TOS somente mostrou rigidez mecânica suficiente

durante soldagens realizadas com velocidades de avanço iguais e inferiores a 450


mm/min. Em velocidades mais altas, o sistema de transmissão porca-fuso da

fresadora não mostrou rigidez mecânica suficiente para realizar as soldagens.

Todavia, por tratar-se de um trabalho exploratório, os testes foram realizados.

Capítulo 5 Conclusões e Recomendações 99

5 CONCLUSÕES E RECOMENDAÇÕES

5.1 Conclusões

Considerando-se a análise dos resultados obtidos neste trabalho, chegou-se às

seguintes conclusões:

Com relação ao objetivo principal deste trabalho:

A variável rotação não mostrou influência significativa na ocorrência das

cavidades.

O ângulo de inclinação e a velocidade de avanço da ferramenta mostraram

influência na ocorrência de cavidades nas soldas.

O ângulo de inclinação foi a variável que mostrou maior influência nos

defeitos de cavidade.

Os defeitos de falta de preenchimento foram causados apenas quando

insumos de calor altos foram desenvolvidos a partir de altas rotações e baixas

velocidades de avanço da ferramenta.

A formação de rebarbas de pequena espessura, no lado retratado, de soldas

executadas com uma mesma rotação tendeu a diminuir com o aumento da

velocidade de avanço da ferramenta de soldagem.

O ângulo de inclinação positivo de 2° contribuiu para menor formação de

rebarbas.

A descamação da superfície foi um defeito influenciado pelos baixos insumos

de calor desenvolvidos a partir de baixas rotações e altas velocidades de

avanço da ferramenta. Este defeito apresentou tendência de aumento para

maiores ângulos de inclinação da ferramenta.


Os defeitos de cavidade tenderam a serem minimizados com a utilização do

ângulo de inclinação de 2° da ferramenta. As cavidades também tenderam a

minimização quando a velocidade de avanço de 112 mm/min foi utilizada.

As interações de segundo e terceiro níveis entre as variáveis não mostraram

influência significante na ocorrência dos defeitos de cavidade.

Em relação aos objetivos secundários deste trabalho, foi concluído que:

Os ensaios de microdureza mostraram que a velocidade de avanço mais alta

(450 mm/min) contribuiu para o aumento da microdureza da ZTMA e do

nugget no lado retratado da solda, apesar da maior geração de defeitos.

O projeto e a fabricação da ferramenta de soldagem se mostraram

adequados. Quanto ao projeto do dispositivo de fixação de juntas de topo,

alterações poderiam ter contribuído para diminuir o tempo de resfriamento. A

fabricação do dispositivo ocorreu tranqüilamente.

Devido a deformações mais intensas em regiões próximas do pino da

ferramenta, o tamanho dos grãos tendeu a ser menor no nugget.

5.2 Recomendações para trabalhos futuros

Considerando alguns aspectos observados neste trabalho, para a realização de

trabalhos futuros sugere-se:

Fabricar um dispositivo de fixação de juntas refrigerado a água para auxiliar

no seu resfriamento logo após a execução de cada solda.

Estudar o comportamento do fluxo de material deformado plasticamente

buscando melhor entendimento sobre a sua influência em defeitos típicos do

processo de soldagem FSW.


Realizar ensaios mecânicos de tração e de dobramento em corpos de prova,

baseados em normas, com o propósito de avaliar de forma mais completa as

propriedades mecânicas das soldas.

Utilizar dinamômetros acoplados na mesa e no cabeçote da máquina de

soldagem para medir as forças e os torques desenvolvidos pela ferramenta de

soldagem buscando levantar dados para calcular os insumos de calor

desenvolvidos nas soldagens.

Medir as temperaturas desenvolvidas no metal de base durante as soldagens

para avaliar adequadamente as influências do insumo de calor nas soldas.

Desenvolver ferramentas com diferentes geometrias de pino e do encosto do

suporte com o propósito de evitar a formação de rebarbas nas soldas.

Avaliar o desgaste de ferramentas de aço ferramenta H13 com revestimentos

PVD e sem revestimentos na soldagem de ligas de alumínio de alta

resistência mecânica.

Utilizar ferramentas inteiriças fabricadas em aço carbono ou aço rápido, ou,

ainda, utilizar porta-ferramentas com suporte e pino de metal duro acoplados.

Realizar pesquisas utilizando um centro de usinagem CNC robusto como

máquina de soldagem FSW.

Referências 102

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Anexo A – Certificado de Qualidade do aço ferramenta H13 109

ANEXO A – CERTIFICADO DE QUALIDADE DO AÇO FERRAMENTA

AISI H13

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