MANOLO LUTERO GIPIELA

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1 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

2 MANOLO LUTERO GIPIELA 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

3 TERMO DE APROVAÇÃO MANOLO LUTERO GIPIELA 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) Universidade Tecnológica Federal do Paraná (UTFPR) Prof. Aloísio José Schuitek, Dr. Universidade Tecnológica Federal do Paraná (UTFPR) Prof. Marcos Flávio de Oliveira Schiefler Filho, Dr. Universidade Tecnológica Federal do Paraná (UTFPR) Prof. Louriel Oliveira Vilarinho, Dr. Universidade Federal de Uberlândia (UFU) Curitiba, 14 de Dezembro de 2007

4 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.

5 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.

6 v Ao Sr. Divanir de Barros Júnior da empresa INCOMAP, pela realização dos tratamentos térmicos de têmpera e revenimento nas ferramentas de soldagem.

7 vi A sabedoria é a coisa principal; adquire, pois, a sabedoria; sim, com tudo o que possuis adquire o entendimento. (Provérbios 4:7).

8 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 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

9 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

10 ix SUMÁRIO AGRADECIMENTOS RESUMO ABSTRACT LISTA DE FIGURAS LISTA DE TABELAS LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS LISTA DE SÍMBOLOS 1 INTRODUÇÃO E OBJETIVOS Introdução Objetivos REVISÃO BIBLIOGRÁFICA Introdução Soldagem por fricção Friction Stir Welding (FSW) Princípios de operação Variáveis do processo Geometria e material da ferramenta de soldagem Parâmetros de soldagem Tipos de juntas Fluxo plástico Evolução microestrutural Nugget Zona termo-mecanicamente afetada (ZTMA) Zona afetada pelo calor (ZAC) Propriedades mecânicas Descontinuidades na soldagem O alumínio e suas ligas Classificação das ligas de alumínio Ligas de alumínio trabalháveis não tratáveis termicamente PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS Introdução Materiais e equipamentos Metal de base Dispositivo para fixação de juntas Ferramenta de soldagem... 49

11 x Máquina de soldagem Testes preliminares Planejamento do procedimento experimental Testes segundo matriz de planejamento do procedimento experimental Ensaios radiográficos Análises metalográficas Análise macrográfica Análise macrográfica de zonas formadas Ensaios de microdureza Análise estatística RESULTADOS E DISCUSSÕES Introdução Testes preliminares Testes segundo matriz de planejamento do procedimento experimental Ensaios radiográficos Análise metalográfica Macrografia das cavidades Macrografia das zonas formadas Ensaios de microdureza Teste t de student Análise de variância Efeito de variáveis de soldagem na geração das cavidades Efeito da velocidade de avanço Efeito do ângulo de inclinação da ferramenta CONCLUSÕES E RECOMENDAÇÕES Conclusões Recomendações para trabalhos futuros REFERÊNCIAS ANEXO A CERTIFICADO DE QUALIDADE DO AÇO FERRAMENTA AISI H13.109

12 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) 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) 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) Figura 15 Seqüência esquemática da recristalização dinâmica no processo de soldagem FSW (adaptado de MURR et al., 1998) 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

13 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) 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) 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) 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 Figura 23 Foto texturizada mostrando a microestrutura da seção transversal do aço AISI H13 recozido (Ataque: Nital 3%. Ampliação de 500x) Figura 24 Foto texturizada da microestrutura da seção transversal do aço AISI H13 temperado e revenido (Ataque: Nital 3%. Ampliação de 500x) Figura 25 Desenho esquemático da ferramenta de soldagem...53 Figura 26 Fresadora vertical convencional utilizada como máquina de soldagem FSW 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 Figura 30 Ponto de referência para início da inserção do pino da ferramenta de soldagem nas juntas Figura 31 Disposição dos cordões de solda obtidos com diferentes parâmetros de soldagem...58

14 xiii Figura 32 Localização das amostras A e B retiradas das juntas soldadas para análise das seções transversais...62 Figura 33 Perfis de microdureza Figura 34 Defeitos de soldagem visualizados nos testes preliminares: (a) embicamento, (b) falta de preenchimento, (c) vazio e (d) rebarbas espessas 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 Figura 38 Minimização do defeito de descamação da superfície da junta soldada com 250 rpm, 450 mm/min e 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 Figura 40 Área da cavidade desenvolvida na solda do ensaio Figura 41 Zonas formadas na amostra soldada no ensaio 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 Figura 44 Perfis de microdureza das amostras dos ensaios 4 e Figura 45 Área de cavidades em soldas em função da velocidade de avanço da ferramenta de soldagem Figura 46 Área de cavidades em soldas em função do ângulo de inclinação da ferramenta de soldagem....96

15 xiv LISTA DE TABELAS Tabela 1 Composição química da liga 5052 determinada por espectrometria de massa (SOUZA, 2003) Tabela 2 Propriedades físicas da liga 5052 na condição como fabricada (ALCAN, 2001) Tabela 3 Parâmetros de corte utilizados no fresamento das juntas Tabela 4 Composição química nominal do aço ferramenta AISI H Tabela 5 Etapas do procedimento de tratamento térmico do aço ferramenta AISI H Tabela 6 Velocidades de avanço e rotações disponíveis na fresadora...54 Tabela 7 Matriz de planejamento do procedimento experimental Tabela 8 Composição química do reagente utilizado nos ataques químicos 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 Tabela 12 Matriz dos níveis de intensidade das variáveis de processo 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 Tabela 15 Perfis de microdureza para a amostra do ensaio Tabela 16 Resultados do teste t Student para as médias de microdureza da junta Tabela 17 Resultados do teste t Student para as médias de microdureza da junta 4 e Tabela 18 Análise de variância dos valores de área de cavidade...93

16 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

17 xvi LISTA DE SÍMBOLOS q P N R V Q R t HI r T E ν t Q in f P in F Z P Q total R s R p H p - Quantidade de calor - Pressão exercida pela ferramenta - Rotação da ferramenta - Raio do suporte da ferramenta - Velocidade de soldagem - Calor gerado pelo processo de soldagem - Raio do suporte da ferramenta - Aporte térmico - Rotação da ferramenta - Torque transmitido pela ferramenta - Aporte térmico - Velocidade de avanço da ferramenta - Aporte térmico - Taxa de avanço da ferramenta - Potência friccional - Força normal à superfície do metal de base - Potência de soldagem - Insumo de calor - Raio do suporte da ferramenta - Raio do pino da ferramenta - Comprimento do pino da ferramenta µ - Coeficiente de atrito α ω σ y ε η η e δ - É o coeficiente de eficiência do insumo de calor - Velocidade angular de rotação da ferramenta - Tensão de escoamento do material de base na temperatura de soldagem - Eficiência do processo - Eficiência da transferência de calor na solda - Eficiência do spindle - Variável de estado de contato

18 xvii σ yield α θ - Tensão de escoamento do metal de base - Ângulo de inclinação da ferramenta - Ângulo do cone do suporte da ferramenta

19 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

20 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.

21 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).

22 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 4 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).

23 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 5 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.

24 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 6 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

25 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 7 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:

26 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 8 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 (T f ), chegando a temperaturas máximas de processo variando entre 0,6 T f e 0,8 T f 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.

27 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 9 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

28 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 10 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) 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.

29 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 11 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).

30 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 12 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 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

31 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 13 temperatura desenvolvida e na evolução microestrutural do material soldado (KHALED, 2005) 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.

32 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 14 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

33 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 15 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

34 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 16 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

35 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 17 Inconel ou aplicando-se revestimentos como zircônia ou nitreto de silício em ferramentas de aço 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: q = π µpnr [ J ] Eq. 1 3 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. Q 3 α q 4 2 αµ PNR = = π [ J / m] Eq. 2 V 3 V onde: α é o coeficiente de eficiência do insumo de calor [J/m]; µ é o coeficiente de fricção;

36 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 18 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: PN Q = Eq. 3 V 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. Q 3 πσ yωrt = [ kw ] Eq. 4 3 onde: Q é o calor gerado pelo processo de soldagem [kw]; ω é velocidade angular de rotação da ferramenta [rad/s]; R t é o raio do suporte da ferramenta [m]; σ y é a tensão de escoamento do material de base na temperatura de soldagem [MPa]; HI 2π rtε = [ J / m] Eq V onde: HI é o aporte térmico [J/m];

37 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 19 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. E Tω = [ J. mm ν t 1 ] 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 ]; ν t 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

38 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 20 torque da ferramenta. A segunda forma utilizou a Equação 8 que trata a energia de soldagem como potência friccional desenvolvida no processo. 2π ωt Q in = η [ J / mm] Eq. 7 f onde: Q in 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]. P in 4 = π µ FZ ω Rt [ J / s] Eq. 8 3 onde: P in é a potência friccional [J/s]; µ é o coeficiente efetivo de fricção abaixo do suporte da ferramenta; F Z 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]; ω é a velocidade de rotação da ferramenta [rpm]; R t 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.

39 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 21 P = ωtη Eq. 9 e 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]; η e 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. P SE = Eq. 10 V f Onde: SE é a energia de soldagem [J/mm]; V f 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. Q total = 2 π [ δ τ 3 * [( R 3 s yield R 3 p + (1 δ ) µ F ] ω 1 ) cos 3 (1 + tan θ ) α + R 3 p + 3R 3 p H p ] Eq.11

40 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 22 onde: Q total é o insumo de calor [J/m]; δ é a variável de estado de contato (0 δ 1); σ yield 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]; ω é a velocidade de rotação da ferramenta [rpm]; R s é o raio do suporte da ferramenta [m]; R p 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 [ ]; H p 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

41 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 23 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. 320 Resistência a tração (MPa) Potência friccional (J/s) Figura 10 Potência friccional versus resistência à tração da liga 5083-H321 (adaptado de LOMBARD et al., 2007).

42 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 24 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 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) 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.

43 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 25 (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).

44 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 26 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.

45 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 27 (a) (b) 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

46 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 28 pela velocidade de soldagem da ferramenta e pelas propriedades térmicas do material de base (MISHRA et al., 2005) 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 termomecanicamente afetada (ZTMA) e zona afetada pelo calor (ZAC). Figura 13 Seção transversal característica de uma junta soldada por FSW (adaptado de RUSSEL, 2003) 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

47 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 29 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).

48 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 30 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).

49 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 31 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.

50 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 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).

51 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 33 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) 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

52 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 34 C pode afetar significativamente a estrutura da ZAC alterando as propriedades mecânicas dessa região 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.

53 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica mm/min 187mm/min 87mm/min Dureza (HV) Distância do centro da solda (mm) 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

54 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 36 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 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.

55 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 37 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).

56 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 38 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.

57 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 39 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).

58 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 40 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

59 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 41 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/m 3, 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 (Al 2 O 3 ) 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.

60 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 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 Primeiro 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 o seu grau de pureza. Figura 20 Sistema numérico de identificação de ligas de alumínio trabalháveis (AWS, 1998).

61 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 43 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) 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 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.

62 Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 44 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 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.

63 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 Metal de base O material de base utilizado para a realização deste trabalho foi a liga de alumínio 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.

64 Capítulo 3 Procedimentos Experimentais 46 Tabela 1 Composição química da liga 5052 determinada por espectrometria de massa (SOUZA, 2003). Liga Cu Mg Mn Si Zn Cr Fe Al ,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/m 3 ) 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 Profundidade de corte Velocidade de avanço 126 m/min 0,5 mm 80 mm/min A Figura 21 ilustra uma junta de topo com as dimensões finais obtidas na etapa de usinagem de acabamento.

65 Capítulo 3 Procedimentos Experimentais 47 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 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

66 Capítulo 3 Procedimentos Experimentais 48 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

67 Capítulo 3 Procedimentos Experimentais 49 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 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.

68 Capítulo 3 Procedimentos Experimentais 50 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 W AISI 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: 1 a operação: Torneamento de desbaste em torno CNC deixando sobre-material de 0,5 mm em todas as dimensões das ferramentas. 2 a operação: fresamento em máquina convencional para rebaixo de superfície para fixação das ferramentas em cone de fixação ISO a 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.

69 Capítulo 3 Procedimentos Experimentais 51 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 Têmpera 950 0,33 Resfriamento em martêmpera 180 0,33 Revenimento Revenimento Revenimento 300 2

70 Capítulo 3 Procedimentos Experimentais 52 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). 4 a 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.

71 Capítulo 3 Procedimentos Experimentais 53 R 0,3 Ø 32,0 40,0 3,0 R 0,3 5,0 Ø 38,0 25,0 Ø 22,0 R 0,3 R 1,0 5,9 Ø 6,7 R 0,3 R 1,0 R 0,3 Figura 25 Desenho esquemático da ferramenta de soldagem (dimensões em mm) 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.

72 Capítulo 3 Procedimentos Experimentais 54 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) Rotações (rpm)

73 Capítulo 3 Procedimentos Experimentais 55 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

74 Capítulo 3 Procedimentos Experimentais 56 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.

75 Capítulo 3 Procedimentos Experimentais 57 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. 1 a condição Determinação da velocidade de avanço máxima desenvolvida pela ferramenta de soldagem utilizando apenas a rotação máxima permitida pela máquina. 2 a condição Determinação da rotação mínima da ferramenta desenvolvida pela ferramenta utilizando somente a velocidade de avanço mínima permitida pela máquina. 3 a 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.

76 Capítulo 3 Procedimentos Experimentais 58 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

77 Capítulo 3 Procedimentos Experimentais 59 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 2 k 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

78 Capítulo 3 Procedimentos Experimentais 60 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 2 3. 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. Condição Níveis de intensidade de Velocidade de Ângulo de ensaio Rotação avanço inclinação

79 Capítulo 3 Procedimentos Experimentais 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.

80 Capítulo 3 Procedimentos Experimentais Análises metalográficas 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.

81 Capítulo 3 Procedimentos Experimentais 63 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 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 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.

82 Capítulo 3 Procedimentos Experimentais 64 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 HNO 3 (70%) 5 ml de HF(40%) 25 ml de H 2 O 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

83 Capítulo 3 Procedimentos Experimentais 65 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 2 3 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

84 Capítulo 3 Procedimentos Experimentais 66 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.

85 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.

86 Capítulo 4 Resultados e Discussões 68 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 máxima 3 de 450 mm/min Velocidade de avanço mínima de 14 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.

87 Capítulo 4 Resultados e Discussões 69 Tabela 10 Intensidades das variáveis de soldagem para execução dos testes preliminares. Rotação (rpm) Velocidade de avanço (mm/min) 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 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.

88 Capítulo 4 Resultados e Discussões 70 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

89 Capítulo 4 Resultados e Discussões 71 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.

90 Capítulo 4 Resultados e Discussões 72 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.

91 Capítulo 4 Resultados e Discussões 73 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.

92 Capítulo 4 Resultados e Discussões 74 Tabela 11 Envelope operacional. Parâmetro de soldagem Nível alto Nível baixo Rotação (rpm) Velocidade de avanço (mm/min) 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.

93 Capítulo 4 Resultados e Discussões 75 Condição Rotação Velocidade de Ângulo de de ensaio (rpm) avanço (mm/min) inclinação ( ) 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.

94 Capítulo 4 Resultados e Discussões 76 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,

95 Capítulo 4 Resultados e Discussões 77 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

96 Capítulo 4 Resultados e Discussões 78 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

97 Capítulo 4 Resultados e Discussões 79 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.

98 Capítulo 4 Resultados e Discussões Análise metalográfica 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.

99 Capítulo 4 Resultados e Discussões 81 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 (mm 2 ) 1 e rpm, 112 mm/min e 0 2 e rpm, 112 mm/min e 0 3 e rpm, 450mm/min e 0 4 e rpm, 450 mm/min e 0 5 e rpm, 112 mm/min e 2 6 e rpm, 112 mm/min e 2 7 e rpm, 450 mm/min e 2 8 e rpm, 450 mm/min e 2 0, , , , , , , , 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 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.

100 Capítulo 4 Resultados e Discussões 82 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.

101 Capítulo 4 Resultados e Discussões 83 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.