PROGRAMA FRANCISCO EDUARDO MOURÃO SABOYA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA ESCOLA DE ENGENHARIA UNIVERSIDADE FEDERAL FLUMINENSE

1 PGMEC PROGRAMA FRANCISCO EDUARDO MOURÃO SABOYA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA ESCOLA DE ENGENHARIA UNIVERSIDADE FEDERAL FLUMINENSE Dissertação de Mestrado ESTUDO DA INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS DE TRATAMENTO DE ALÍVIO DAS TENSÕES RESIDUAIS POR VIBRAÇÃO MECÂNICA EM JUNTAS SOLDADAS A PLASMA TATIANE DE CAMPOS CHUVAS MARÇO DE 2012

TATIANE DE CAMPOS CHUVAS 2 ESTUDO DA INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS DE TRATAMENTO DE ALÍVIO DAS TENSÕES RESIDUAIS POR VIBRAÇÃO MECÂNICA EM JUNTAS SOLDADAS A PLASMA Dissertação de Mestrado apresentada ao Programa Francisco Eduardo Mourão Sabo ya de Pós- Graduação em Engenharia Mecânica da UFF como parte dos requisitos para a obtenção do título de Mestre em Ciências em Engenharia Mecânica. Orientadora: Profª. Drª. MARIA DA PENHA CINDRA FONSECA UNIVERSIDADE FEDERAL FLUMINENSE NITERÓI, 16 DE MARÇO DE 2012

ESTUDO DA INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS DE TRATAMENTO DE ALÍVIO DAS TENSÕES RESIDUAIS POR VIBRAÇÃO MECÂNICA EM JUNTAS SOLDADAS A PLASMA 3 Esta dissertação é parte dos pré-requisitos para a obtenção do título de MESTRE EM ENGENHARIA MECÂNICA Área de concentração: Mecânica dos Sólidos Aprovada em sua forma final pela Banca Examinadora formada pelos professores: Profª. Maria da Penha Cindra Fonseca (D.Sc.) Universidade Federal Fluminense (Orientadora) Prof. Juan Manuel Pardal (D.Sc.) Universidade Federal Fluminense Prof. Antônio Lopes Gama (D.Sc.) Universidade Federal Fluminense Prof. João Marcos Alcoforado Rebello (D.Sc.) Universidade Federal do Rio de Janeiro

4 Aos Meus Amados Pais: Nadyr e João Chuvas Ao Meu Irmão e Grande Amigo: Rodrigo Chuvas

Agradecimentos 5 Primeiramente à Deus, que sempre está ao meu lado e me dá forças para viver cada dia. Aos meus pais, Nadyr de Campos Chuvas e João Batista Chuvas Filho, por estarem sempre ao meu lado, apoiando e, acima de tudo, dando amor, carinho e atenção em todos os momentos, de minha vida. E por não duvidarem, em nenhum instante, que esse momento chegaria. Ao meu irmão Rodrigo Chuvas por ser tão protetor como um pai, pelos abraços que me fazem sentir amada de uma maneira inexplicável e por saber que estará sempre ao meu lado, pois, além de irmãos, sei que somos grandes amigos. À minha professora orientadora e grande amiga Dr.ª Maria Cindra Fonseca, que me incentiva a cada instante, me dá coragem e está comigo em todas as dificuldades, não importando quais sejam. Por todo conhecimento que me tem transmitido e por toda confiança depositada nesta minha carreira, que está apenas começando. Ao professor Dr. Daniel Alves Castello, que mesmo distante se dispôs para me ensinar e ajudar. Por toda sua paciência, atenção e tempo despedido durante todo o mestrado. Aos meus amigos, em especial à minha grande amiga Elaine Melo, que sempre me apoiou, ouviu, deu conselho e, por vezes, broncas. Por essa amizade que se tornou tão forte e verdadeira quanto o amor de irmãs. Aos professores Dr. Juan Manuel Pardal e Dr. Sérgio Souto Maior Tavares, pela disponibilização do LABMETT/UFF e ajuda para realização dos ensaios metalográficos. À equipe do LAT, pela amizade e ajuda dispensada durante todo o projeto. Ao técnico Sebastião Vieira Marcelino, do LAMIS/UFF que, prontamente, se disponibilizou a realizar dos cortes a plasma das chapas de aço DP600. Ao Eng. Anderson Souza, do LAVI, pelo grande auxílio, dedicação e paciência nos ensaios de vibração. Por ter esclarecido dúvidas e dado opiniões que enriqueceram este trabalho. Sei o quanto fui insistente e por vezes, inconveniente.

À USIMINAS pela doação do aço DP600. 6 À Empresa White Martins, na pessoa do Engenheiro Jeferson Frederico Monteiro Costa, por, cordialmente, disponibilizar a infraestrutura necessária para a realização da soldagem à plasma do aço AHSS DP600. Ao estagiário da White Martins, Carlos Louback, que me ajudou muito durante todo o procedimento de soldagem das amostras e nos questionamentos, que foram surgindo ao longo do trabalho.

7 Resumo O tratamento de alívio de tensões residuais por vibração é uma nova tecnologia que vem se destacando por ser um método que possui um custo inferior em relação aos térmicos e também por ser eficiente em materiais com estruturas heterogêneas. Neste contexto, a aplicação dessa técnica em juntas soldadas tem grande potencial na diminuição dos níveis de tensão sem que as propriedades das mesmas sejam alteradas. No presente trabalho, foram analisadas as tensões residuais superficiais geradas no processo de soldagem automatizado a plasma de um aço avançado de alta resistência DP600, utilizado na indústria automobilística. As tensões residuais, que se apresentaram trativas em grande parte dos pontos analisados, foram medidas por difração de raios-x, pelo método do sen 2 ψ. Após a soldagem, as amostras foram submetidas aos tratamentos de vibração mecânica, com redução significativa das tensões em algumas delas. Estudos computacionais foram realizados a fim de descrever com maior detalhamento a dinâmica do processo. As juntas soldadas foram ainda caracterizadas por microscopia óptica. Palavras-Chave: aço DP600; soldagem a plasma; tensões residuais; difração de raios- X; vibração mecânica.

8 Abstract The stress relieving treatment based on mechanical vibration is a new technology that has stood out for being a method that has a lower cost compared to thermal and also be effective in materials with heterogeneous structures. In this context, the application of this technique in welded joints has great potential in reducing levels of stress without the same properties are changed. In this study, we analyzed the surface residual stresses generated in the process of automated plasma welding of advanced high strength steel DP600, used in the automotive industry. Residual stresses, which were largely tensile the points analyzed, were measured by X-ray diffraction technique with sen 2 ψ method. After welding, the samples were subjected to mechanical vibration treatments, with significant reduction of stresses in some of them. In order to describe in more detail the dynamics of the process computational studies were performed. The welded joints were further characterized by optical microscopy. Key-Words: DP600 steel; plasma arc welding; residual stresses; X-ray diffraction; mechanical vibration.

Lista de Símbolos 9 A F d ε σ E θ Área Força Distância interplanar Deformação Tensão Módulo de elasticidade Ângulo de difração µ Coeficiente de atrito λ V M I ρ ω Comprimento de onda Força cortante Momento fletor Momento de inércia Massa específica Frequência natural

Lista de Ilustrações 10 Figura 2.1 - Evolução dos diversos tipos de Aços Avançados de Alta Resistência (AHSS) ao longo das últimas três décadas (Fonte: Gorni, 2008)... 18 Figura 2.2 - Representação esquemática da topologia da microestrutura bifásica (Fonte: Gorni, 2008).... 19 Figura 2.3 - Microestrutura típica do aço bifásico.... 20 Figura 2.4 - Aplicação dos tailored blanks em painel lateral de veículo (Fonte: Reis & Scotti, 2007).... 22 Figura 2.5 - Esquema da tocha de soldagem a plasma (Fonte: Reis & Scotti, 2007).... 23 Figura 2.6 - Modos de soldagem a Plasma (Fonte: Reis & Scotti, 2007).... 25 Figura 2.7 - Características estáticas de arcos TIG e plasma (Fonte: Reis & Scotti, 2007).... 25 Figura 2.8 - Superposição das tensões residual e aplicada (Fonte: Lu, 2002 modificado).... 28 Figura 2.9 - Superposição das TR dos tipos I, II e III (Fonte: Withers & Bhadeshia, 2001).... 29 Figura 2.10 - Distribuição das tensões residuais em juntas de topo de processo a arco convencional: (C) contração, (R) Resfriamento superficial mais intenso e (T) Transformação de fase (Fonte: Macherauch & Wohlfahrt, 1977).... 31 Figura 2.11 - Comparação entre os métodos de medição de tensão residual (Fonte: Hilson et al, 2009 modificado).... 33 Figura 2.12 - Desenho esquemático do espalhamento das ondas de raios-x.... 33 Figura 2.13 - Sistema de coordenadas polares.... 35 Figura 2.14 - Estado de tensão do material em função do declive da curva 2θ x sen²ψ (Fonte: Cindra Fonseca, 2000).... 37 Figura 2.15 - Tensões residuais (a) direção longitudinal; (b) no cordão de solda (Aiko et al, 2005 modificado).... 40 Figura 3.1 - Detalhamento do sistema de corte a plasma: (a) montagem da tocha no sistema semiautomatizado, (b) módulo de plasma e (c) controle do carro da tocha.... 44 Figura 3.2 - Esquema de corte das chapas.... 44 Figura 3.3 - Sistema padrão de soldagem (Fonte: WHITE MARTINS modificado).... 45 Figura 3.4 - Montagem do sistema de soldagem.... 47 Figura 3.5 - Posicionamento da tocha de soldagem.... 47 Figura 3.6 - Detalhamento das amostras.... 48 Figura 3.7 - Analisador de tensões X-Stress3000: (a) Equipamento completo (b) Sistema de medição e (c) Colimador e tubo de raio-x.... 49 Figura 3.8 - Forças e momentos atuantes em um elemento da viga.... 51 Figura 3.9 - Sistema de fixação da amostra no excitador eletromecânico shaker.... 56 Figura 3.10 - Esquema de engastamento das amostras.... 57 Figura 3.11 - Amplificador de potência.... 57 Figura 3.12 - Analisador de sinais.... 57 Figura 3.13 - Esquema de montagem do ensaio.... 58 Figura 4.1 - Macrografia da junta soldada de 3,30mm.... 62 Figura 4.2 - Microestrutura bifásica do metal base de 3,30mm.... 63 Figura 4.3 - Microestrutura da ZTA da junta soldada de 3,30mm: a) próxima ao MB; b) próxima ao MS.... 63 Figura 4.4 - Microestrutura do cordão de solda de 3,30mm.... 64 Figura 4.5 - Macrografia da junta soldada de 4,15mm.... 64 Figura 4.6 - Microestrutura bifásica do metal base de 4,15mm.... 65 Figura 4.7 - Microestrutura da ZTA da junta soldada de 4,15mm: a) próxima ao MB; b) próxima ao MS.... 65 Figura 4.8 - Microestrutura do cordão de solda de 4,15mm.... 66 Figura 4.9 - Distribuição de probabilidade.... 68 Figura 4.10 - Histograma da primeira frequência natural calculada da amostra de 3,30mm: (a) livre; (b) engastada.... 69 Figura 4.11 - Histograma da segunda frequência natural calculada da amostra de 3,30mm: (a) livre; (b) engastada.... 69 Figura 4.12 - Histograma da terceira frequência natural calculada da amostra de 3,30mm: (a) livre; (b) engastada.... 70

11 Figura 4.13 - Histograma da quarta frequência natural calculada da amostra de 3,30mm: (a) livre; (b) engastada.... 70 Figura 4.14 - Histograma da primeira frequência natural calculada da amostra de 4,15mm: (a) livre; (b) engastada.... 71 Figura 4.15 - Histograma da segunda frequência natural calculada da amostra de 4,15mm: (a) livre; (b) engastada.... 72 Figura 4.16 - Histograma da terceira frequência natural calculada da amostra de 4,15mm: (a) livre; (b) engastada.... 72 Figura 4.17 - Histograma da quarta frequência natural calculada da amostra de 4,15mm: (a) livre; (b) engastada.... 73 Figura 4.18 - Função de resposta em frequência das amostras 3,30mm de espessura na condição livre. 74 Figura 4.19 - Função de resposta em frequência das amostras 3,30mm de espessura na condição engastada.... 74 Figura 4.20 - Função de resposta em frequência das amostras 4,15mm de espessura na condição livre. 76 Figura 4.21 - Função de resposta em frequência das amostras de 4,15mm de espessura na condição engastada.... 76 Figura 4.22 - Tensões residuais transversais nas amostra de 3,30mm.... 81 Figura 4.23 - Tensões residuais longitudinais nas amostra de 3,30mm.... 82 Figura 4.24 - Percentual do alívio de tensões nas amostras de 3,30mm.... 83 Figura 4.25 - Valor esperado de redução das tensões residuais para as amostras de 3,30mm na direção transversal.... 84 Figura 4.26 - Valor esperado de redução das tensões residuais para as amostras de 3,30mm na direção longitudinal.... 85 Figura 4.27 - Valor esperado de redução das tensões residuais para as amostras de 3,30mm na direção transversal, considerando 4 amostras.... 86 Figura 4.28 - Valor esperado de redução das tensões residuais para as amostras de 3,30mm na direção longitudinal, considerando 4 amostras.... 86 Figura 4.29 - Tensões residuais transversais nas amostras de 4,15mm.... 87 Figura 4.30 - Tensões residuais longitudinais nas amostras de 4,15mm.... 88 Figura 4.31 - Percentual do alívio de tensões nas amostras de 4,15mm.... 89 Figura 4.32 - Valor esperado de redução das tensões residuais para as amostras de 4,15mm na direção transversal.... 90 Figura 4.33 - Valor esperado de redução das tensões residuais para as amostras de 4,15mm na direção longitudinal.... 90 Figura 4.34 - Valor esperado de redução das tensões residuais para as amostras de 4,15mm na direção transversal, considerando 4 amostras.... 91 Figura 4.35 - Valor esperado de redução das tensões residuais para as amostras de 4,15mm na direção longitudinal, considerando 4 amostras.... 92 Figura 4.36 - Perfil das tensões residuais da amostra tratada com ruído branco na direção transversal ao cordão de 3,30mm.... 93 Figura 4.37 - Perfil das tensões residuais da amostra tratada com excitação harmônica em 262Hz na direção transversal ao cordão de 3,30mm.... 93 Figura 4.38 - Perfil das tensões residuais da amostra tratada com ruído branco na direção transversal ao cordão de 4,15mm.... 95 Figura 4.39 - Perfil das tensões residuais da amostra tratada com excitação harmônica em 326Hz na direção transversal ao cordão de 4,15mm.... 95

Lista de Tabelas 12 Tabela 2.1 - Relação entre a corrente induzida no shaker e valor da aceleração (Aiko et al, 2005 modificado). 39 Tabela 3.1 - Composição química do aço AHSS DP600 de 4,15mm (em % de peso). 42 Tabela 3.2 - Composição química do aço AHSS DP600 de 3,30mm (em % de peso). 43 Tabela 3.3 - Propriedades mecânicas do aço DP600. 43 Tabela 3.4 - Parâmetros de soldagem das juntas, em função da espessura das chapas. 46 Tabela 4.1 - Valores de comprimento e largura das amostras. 67 Tabela 4.2 - Frequências naturais das amostras de 3,30mm. 69 Tabela 4.3 - Frequências naturais das amostras de 4,15mm. 71 Tabela 4.4 - Comparativo entre os valores das frequências naturais para condição livre das amostras de 3,30mm. 75 Tabela 4.5 - Comparativo entre os valores das frequências naturais para condição engastada-livre das amostras de 3,30mm. 75 Tabela 4.6 - Comparativo entre os valores das frequências naturais para condição livre das amostras de 4,15mm. 77 Tabela 4.7 - Comparativo entre os valores das frequências naturais para condição engastada-livre das amostras de 4,15mm. 77 Tabela 4.8 - Valores estimados do módulo de elasticidade do material das amostras tratadas. 78 Tabela 4.9 - Novos valores das frequências naturais teóricas para condição livre-livre das amostras de 4,15mm. 79 Tabela 4.10 - Parâmetros do tratamento de vibração. 80 Tabela 4.11 - Tensões residuais nas amostras de 3,30mm tratadas com ruído branco. 81 Tabela 4.12 - Percentual do alívio das tensões residuais nas amostras de 3,30mm. 83 Tabela 4.13 - Tensões residuais nas amostras de 4,15mm tratadas com ruído branco. 87 Tabela 4.14 - Percentual do alívio das tensões residuais nas amostras de 4,15mm. 89

13 SUMÁRIO 1 INTRODUÇÃO... 15 2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA... 17 2.1 AÇO AHSS BIFÁSICO... 17 2.1.1 HISTÓRICO... 17 2.1.2 MICROESTRUTURA... 19 2.2 SOLDAGEM A PLASMA... 21 2.2.1 DEFINIÇÃO E APLICAÇÕES DO PLASMA... 22 2.2.2 PROCESSO DE SOLDAGEM A PLASMA... 23 2.2.3 MODOS OPERACIONAIS DA SOLDAGEM A PLASMA... 25 2.3 TENSÕES RESIDUAIS... 27 2.3.1 ORIGEM DAS TENSÕES RESIDUAIS... 29 2.3.2 TENSÕES RESIDUAIS EM JUNTAS SOLDADAS... 30 2.3.3 TENSOMETRIA POR DIFRAÇÃO DE RAIOS-X... 32 2.4 TRATAMENTOS DE ALÍVIO DE TENSÕES... 37 2.4.1 ALÍVIO DE TENSÕES POR VIBRAÇÃO MECÂNICA... 38 3 MATERIAIS E MÉTODOS... 42 3.1 MATERIAL... 42 3.2 PREPARAÇÃO DAS AMOSTRAS... 43 3.2.1 CORTE... 43 3.2.2 SOLDAGEM... 45 3.3 ANÁLISE DAS TENSÕES RESIDUAIS... 48 3.4 ANÁLISE MACRO E MICROESTRUTURAL... 49 3.5 ALÍVIO DE TENSÕES POR VIBRAÇÃO MECÂNICA... 50 3.5.1 ANALISE MODAL ANALÍTICA... 50 3.5.2 ANÁLISE MODAL EXPERIMENTAL... 55 3.5.3 MONTAGEM E PREPARAÇÃO DO SISTEMA PARA OS ENSAIOS... 56 4 RESULTADOS E DISCUSSÕES... 59 4.1 CÁLCULO DA ENERGIA DE SOLDAGEM A PLASMA... 59 4.1.1 JUNTA SOLDADA DE 3,30MM... 61 4.1.2 JUNTA SOLDADA DE 4,15MM... 61 4.2 ANÁLISE MACRO E MICROESTRUTURAL... 62 4.2.1 JUNTA SOLDADA DE 3,30MM... 62 4.2.2 JUNTA SOLDADA DE 4,15MM... 64 4.3 ENSAIOS DE VIBRAÇÃO MECÂNICA... 66 4.3.1 ANÁLISE MODAL ANALÍTICA... 66 4.3.2 ANÁLISE MODAL EXPERIMENTAL... 73 4.4 ANÁLISE DAS TENSÕES RESIDUAIS... 80 5 CONCLUSÕES... 97

14 6 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS... 99 7 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS... 100

15 1 Introdução A presença de tensões residuais (TR), geradas em todos os processos de fabricação, constitui um dos grandes problemas encontrados na indústria metalmecânica e os estudos sobre o efeito dessas tensões em peças e estruturas tem aumentado, consideravelmente, nos últimos anos. Atualmente, encontra-se bem estabelecido que tensões residuais trativas têm efeito deletério nos materiais pois diminuem a vida em fadiga e a resistência à corrosão sob tensão dos mesmos. Por outro lado, tensões superficiais de caráter compressivo oferecem benefícios, principalmente, por ser uma barreira para a propagação de trincas. Assim, o setor industrial vem desenvolvendo técnicas para introduzir tensões compressivas ou minimizar a magnitude das tensões residuais trativas em seus componentes. Tratamentos térmicos de alívio de tensões (TTAT) e shot peening são alguns dos tratamentos mais utilizados na atualidade com o intuito de minimizar ou alterar o estado das tensões residuais superficiais de componentes, principalmente em construções soldadas. Por outro lado, esses métodos requerem alto investimento em equipamentos e, no caso dos tratamentos térmicos, estão relacionados a alto consumo de energia, além dos inconvenientes das peças de grandes dimensões (limitação do tamanho dos fornos disponíveis) e as distorções que podem ocorrer nas estruturas e componentes tratados.

16 Neste contexto, o tratamento de alívio de tensões residuais por vibração, um tratamento mecânico, vem se destacando por ser um método que possui um custo inferior em relação aos térmicos e também por ser aplicável em materiais com estruturas heterogêneas. O alívio de tensões por vibração mecânica é um método baseado na ressonância vibratória, em que as peças são submetidas a vibrações de baixa frequência por um período de tempo. Essa energia aplicada é capaz de gera um estado de deformação plástica em determinadas partes da estrutura, que realinha a estrutura cristalina para que as tensões residuais sejam reduzidas a um nível mais baixo, ou seja, aliviando-as. Este método é bastante flexível, pois em alguns casos sua aplicação não depende da paralisação do equipamento que possui a parte a ser tratada. Contudo, ainda não há recursos que quantifiquem esse alívio ou que possam prever os melhores parâmetros do tratamento a fim de atingir a máxima eficiência na minimização da magnitude das tensões residuais. Neste trabalho foi realizado um estudo experimental sobre a influência dos parâmetros do tratamento de alívio de tensões por vibração em juntas soldadas a Plasma de um aço DP600, utilizado na indústria automobilística. Análise microestrutural por microscopia ótica complementou a caracterização das juntas soldadas. As juntas soldadas apresentaram tensões residuais trativas em todas as amostras na direção transversal ao cordão. Com relação ao tratamento de alívio de tensões, dois tipos de excitação foram analisados: um ruído e uma frequência harmônica. Para complementar o estudo foram utilizadas chapas de espessura diferentes (3,3mm e 4,15mm).

17 2 Revisão Bibliográfica 2.1 Aço AHSS Bifásico 2.1.1 Histórico A indústria automobilística tem promovido grandes avanços metalúrgicos ao longo das últimas décadas. No passado, os automóveis possuíam padrões grosseiros e feitio quadrado decorrente, principalmente, da microestrutura ferrítica-perlítica das chapas de aço utilizadas para a fabricação dos mesmos. Contudo, hoje os automóveis possuem designs cada vez mais modernos e inovadores, interligados à usabilidade, à segurança veicular, à sustentabilidade e à tecnologia de materiais (Gorni, 2008). Historicamente, o desenvolvimento tecnológico destes aços começou com a primeira Crise do Petróleo, em 1973. O aumento do preço dos combustíveis impôs a redução de seu consumo e uma das formas mais eficientes para consegui-lo seria a redução do peso dos automóveis, através da diminuição de seu tamanho e do uso de materiais mais leves, como plásticos e alumínio, o que permanece sendo uma tendência atual (Gorni, 2008; Lee et al, 2005).

18 Tentando resgatar seu mercado, as usinas siderúrgicas buscaram novos processos a fim de produzir aços mais resistentes, que permitissem a fabricação de componentes com altos níveis de resistência mecânica com menor quantidade de material. Surgiram então os aços denominados ARBL Alta Resistência e Baixa Liga, contendo microadições de Nb, Ti e V, que conferiam maior resistência mecânica. Contudo, esses aços apresentavam estampabilidade reduzida e, essa deficiência na conformabilidade levou à continuação dos estudos e ao subsequente desenvolvimento dos chamados Aços Bifásicos (Dual-Phase) (Gorni, 2008). A partir de então, devido às crescentes exigências dos consumidores por maior conforto (ar condicionado, direção hidráulica, vidros elétricos) e dos novos desafios ecológicos (como a redução de emissão de poluentes na atmosfera) a siderurgia mundial continuou desenvolvendo novos tipos de aços, adequando-os às aplicações impostas pelo mercado (Adamczyk, 2005; Farabi et al, 2011). Por volta de 1990 esses novos aços, desenvolvidos com a preocupação de oferecer resistência mecânica, sem perder a capacidade de conformação, foram englobados numa família designada como Aços Avançados de Alta Resistência (AHSS Advanced High Strength Steels) (Gorni, 2008). Na Figura 2.1 está representada à evolução histórica do estudo e desenvolvimentos dos aços AHSS. Figura 2.1 - Evolução dos diversos tipos de Aços Avançados de Alta Resistência (AHSS) ao longo das últimas três décadas (Fonte: Gorni, 2008).

2.1.2 Microestrutura 19 A fim de maximizar, simultaneamente, a ductilidade e a resistência mecânica dos aços, alguns recursos são utilizados, como o uso de microestruturas complexas. Segundo Gorni, 2008, alguns autores definem a estrutura bifásica como a junção das características de três morfologias básicas das microestruturas com duas fases: duplex, dispersão e em rede, conforme ilustrado na Figura 2.2. Figura 2.2 - Representação esquemática da topologia da microestrutura bifásica (Fonte: Gorni, 2008). A microestrutura bifásica apresenta a quantidade de grãos por volume das duas fases em iguais proporções, como encontrado em morfologias duplex. Da microestrutura em dispersão tem-se que a segunda fase (dura) é totalmente isolada pela fase-matriz macia, garantindo ductilidade e conformabilidade ao material. Por fim, como ocorre na microestrutura em rede, a segunda fase se localiza, exclusivamente, nos contornos de grão da matriz (Gorni, 2008).

Como apresentado na 20 Figura 2.3, os aços bifásicos apresentam arranjos microestruturais constituídos por 80% a 90% de ferrita poligonal e 5 a 20% de ilhas de martensita dispersas na matriz ferrítica, podendo conter ainda pequenas quantidades de outras fases ou constituintes, tais como bainita, perlita e ou austenita retida (Avramovic-Cingara et al, 2009; Cindra Fonseca et al, 2007; Liedl et al, 2002). A microestrutura bifásica pode ser obtida através do recozimento na zona intercrítica (região de estabilidade da ferrita e da austenita), seguida de resfriamento rápido. Durante o recozimento intercrítico pequenas poças de austenita são formadas na matriz de ferrita que, posteriormente, no resfriamento rápido, se transformam em martensita. Essa mudança microestrutural é acompanhada por uma expansão volumétrica, levando à formação de discordâncias móveis em torno da matriz ferrítica responsáveis pela alta taxa de endurecimento inicial e pelo comportamento contínuo na deformação (Ozturk et al, 2009; Farabi et al, 2011). Figura 2.3 - Microestrutura típica do aço bifásico. Resumindo, os aços bifásicos apresentam características de alta resistência e ao mesmo tempo alta tenacidade, com um comportamento contínuo no escoamento (ou seja, ausência do patamar de escoamento típico dos aços ferrítico-perlíticos, mesmo

21 microligados), podendo ser conformados como aços de baixa resistência, apresentando limite de escoamento entre 300 e 380MPa. Porém, devido ao elevado coeficiente de encruamento, apresentam limite de resistência mais elevado, em comparação com os aços HSLA superior a 600MPa (Cindra Fonseca et al, 2007). Com os ganhos significativos em resistência mecânica a indústria automobilística tem conseguido redução de peso nos componentes dos veículos como: braços de suspensão, suportes de montagem do motor, seções dos chassis, fechos e suportes (Bayraktar, 2004). Uma pesquisa feita na Europa em 2001 mostrou que o uso de AHSS poderia reduzir o peso dos automóveis em até 25% (Zhang et al, 2009). 2.2 Soldagem a Plasma A demanda dos setores produtivos, em particular o automobilístico, por juntas soldadas da alta qualidade e de produção em larga escala, com custo reduzido, tem sido cada vez maior e esta busca tem estimulado o desenvolvimento de novos processos de soldagem (Reis, 2005). Atualmente, diante das possibilidades fornecidas pela tecnologia eletrônica e com a crescente demanda do mercado por técnicas de fabricação cada vez mais competitivas, o processo de soldagem a plasma tem se tornado cada vez mais acessível, principalmente para aplicações automatizadas, tornando-se uma alternativa, com grande potencial, em relação a outros processos convencionais, como o TIG (do inglês, GTAW - Gas Tungsten Arc Welding) e mesmo o MIG/MAG (em inglês, GMAW - Gas Metal Arc Welding). Contudo, esse processo ainda não encontra uma aplicação muito difundida no meio industrial nacional devido, principalmente, a falta de informação sobre suas aplicações e a exigência de melhor preparação das juntas, ou seja, menor tolerância (Reis, 2005; Zhang & Liu, 2007).

2.2.1 Definição e aplicações do plasma 22 Também chamado quarto estado da matéria, o plasma é um gás que foi aquecido a ponto de se tornar ionizado, ou seja, constituído de íons e elétrons livres, porém, em equilíbrio, podendo ser formado também por átomos gasosos (não ionizados), provenientes de vapores metálicos, formados na soldagem, por exemplo. Quando ionizado, o gás deixa de ser isolante e passa a conduzir corrente elétrica. Processos a arco plasma são empregados para soldar, cortar e fazer revestimentos - com pós metálicos ou cerâmicos (Reis & Scotti, 2007). Se tratando de soldagem, a maior aplicação industrial do plasma, atualmente, reside na fabricação de equipamentos em aço inoxidáveis que requerem alta resistência e tenacidade elevada, como os tanques e reatores para a indústria química e de bebidas (Lee et al, 2007). Na indústria automobilística o processo plasma é aplicado em uniões de aço carbono, como, por exemplo, na soldagem da parte superior de amortecedores, na fabricação de radiadores, soldagem de pontos críticos em motores de automóveis e soldagem de componentes elétricos, como chapas para transformadores e alternadores. Além dos componentes elétricos, são confeccionados eixos e componentes estruturais tais como os tailored blanks (Figura 2.4), painéis conformados a partir de várias chapas de aço soldadas entre si como em um pathwork, sendo que cada uma das partes pode ter diferentes espessura e propriedades mecânicas. Relata-se ainda a aplicação do plasma para soldagem de ligas especiais de alumínio na indústria aeroespacial. De uma forma geral, a aplicação do processo plasma se torna típica em soldagem de alta produção, quando as desvantagens relacionadas com os custos são superadas pelas vantagens intrínsecas ao processo (Reis & Scotti, 2007). Figura 2.4 - Aplicação dos tailored blanks em painel lateral de veículo (Fonte: Reis & Scotti, 2007).

2.2.2 Processo de soldagem a Plasma 23 A soldagem a arco por plasma (PAW Plasma Arc Welding) é muito semelhante ao convencional processo TIG em que o arco elétrico é gerado entre um eletrodo não consumível e a peça de trabalho, sendo o jato de plasma usado como fonte de calor para fundir o material a ser soldado. Porém na soldagem a plasma, o gás é obrigado a passar um orifício constritor, localizado na tocha de soldagem, mostrada na Figura 2.5 (Correa et al, 2008; Zhang & Liu, 2007; Ureña, 2007). Ao forçar o gás de plasma através do orifício constrito da tocha tem-se como resultado maior velocidade do gás de plasma e uma alta concentração de energia para uma pequena área, produzindo uma razão penetração/largura alta, resultando em uma redução na extensão da zona termicamente afetada (ZTA) da junta soldada (Ureña et al, 2007). Na verdade, na soldagem a plasma, são atuantes as energias térmicas - devido ao acoplamento do arco com o metal de base e ao gás ionizado, e a energia mecânica - relacionada à velocidade do jato de plasma. A literatura relata que, devido a intensidade e concentração do arco (calor), é possível soldar chapas de até 10mm de espessura em um único passe (Reis & Scotti, 2007). Além disso, têm-se maior possibilidade de utilização de chanfros retos e menor necessidade de material de enchimento, resultando em um aumento substancial de produtividade e uma melhor qualidade da solda (Correa et al, 2008). Figura 2.5 - Esquema da tocha de soldagem a plasma (Fonte: Reis & Scotti, 2007).

24 Dentre as desvantagens do PAW, que limitam para a utilização do mesmo em larga escala, tem-se o alto custo da tocha, de seus consumíveis e dos demais equipamentos. Outra barreira seria o fato do processo requerer tolerâncias mais estreitas na preparação e fixação das juntas devido à concentração do arco, além da necessidade de mão de obra mais qualificada, visto que o procedimento tem maior número de parâmetros para se regular e/ou controlar (Ureña et al, 2007). Na soldagem a plasma, como o eletrodo se encontra embutido dentro de tocha, a ignição do arco é feita com o auxílio de um arco-piloto, aberto entre o eletrodo e o bocal de constrição, sob a presença de uma pequena vazão de gás de plasma e pela imposição de um sinal elétrico proveniente de um sistema denominado de ignitor de alta frequência. Após a formação do arco principal, o arco-piloto pode ser instinto. Entretanto, quando a sequência de soldagem demanda várias aberturas de arco, é conveniente manter o arco-piloto acionado para facilitar as frequentes aberturas do arco principal, evitando, assim, a contaminação do eletrodo e reduzindo sua taxa de desgaste (Reis & Scotti, 2007). As propriedades mecânicas e microestruturais das juntas soldadas são muito influenciadas pela escolha do tipo de corrente de soldagem (Lee et al, 2007). No processo de soldagem a plasma, geralmente, é utilizado corrente contínua (CC) ou corrente pulsada (PC). Entretanto, a corrente contínua constante de polaridade direta (eletrodo conectado no pólo positivo, com emissão dos elétrons do eletrodo para a peça) é o tipo mais utilizado no processo plasma, tanto para a soldagem de aços-carbono, baixa liga e aços inoxidáveis (Lee et al, 2007). A CP (corrente contínua pulsada) é aplicada, principalmente, em soldagem de chapas finas. E a corrente alternada (CA) é particularmente aplicada na soldagem de ligas de alumínio e similares (Reis & Scotti, 2007). Com relação aos equipamentos e componentes necessários à execução da soldagem a plasma, é necessário, basicamente, uma fonte de soldagem, um módulo de controle plasma; reguladores/monitores de vazão de gás e uma tocha específica para este processo. Quando necessário podem ser usados sistemas para alimentação de arame. Ressalta-se ainda que o eletrodo não consumível de tungstênio (W) é o mais utilizado devido sua capacidade de manter a ponta fiada e não se desgastar com facilidade (Reis & Scotti, 2007).

2.2.3 Modos operacionais da soldagem a plasma 25 Dependendo da faixa de espessura de aplicação e do tipo de material, a soldagem a plasma pode ser utilizada em três modos: microplasma, melt-in e keyhole (Figura 2.6). Figura 2.6 - Modos de soldagem a Plasma (Fonte: Reis & Scotti, 2007). O microplasma trabalha com correntes baixas (de 0,1 a 15A). A característica estática do arco neste modo operacional é mais horizontal (Figura 2.7), garantindo maior estabilidade de arco, ao contrário do processo TIG (de caráter tombante), onde o arco pode ser facilmente extinto. Esta técnica é empregada, na maioria dos casos, em operações manuais e requer equipamentos especiais, devido aos baixos níveis de corrente, para soldagem de fios e de chapas finas (até 0,1mm de espessura) (Reis & Scotti, 2007). Figura 2.7 - Características estáticas de arcos TIG e plasma (Fonte: Reis & Scotti, 2007).

26 O modo melt-in é o mais próximo do processo convencional TIG e utiliza correntes na faixa de 15 a 200A. Característica de maior rigidez e elevada densidade são obtidas no arco, decorrente de sua constrição, atingindo penetrações maiores e cordões mais estreitos se comparados com a soldagem TIG. Outra vantagem da técnica é a possibilidade de soldar com velocidades mais elevadas por causa da concentração de calor (Ureña et al, 2007). A soldagem autógena de chapas de espessura inferior a 3,0mm é uma das principais aplicações do melt-in. Contudo, o custo elevado e a complexidade dos equipamentos, além da detalhada regulagem dos parâmetros de processo ainda limitam a aplicação em larga escala da técnica na indústria (Reis & Scotti, 2007). Além do modo de soldagem melt-in, que normalmente é adotado em processos de soldagem convencionais (tais como o TIG), o modo keyhole também pode ser usado na soldagem a plasma em determinados intervalos de espessura do metal. Dependendo do tipo de material essa faixa pode ser de 2,5 a 6,0mm (Ureña et al, 2007). Também chamado de buraco de fechadura, o modo keyhole, que utiliza correntes altas (a partir de 100A), é uma técnica não convencional de soldagem no qual o jato de plasma atravessa a junta a ser soldada, formando um pequeno orifício (denominado keyhole) que se fecha à medida que a tocha avança pela junta, como ilustra a Figura 2.6 (Reis & Scotti, 2008). O keyhole, aplicado na soldagem plasma, é geralmente usado em soldas de passe único exigindo penetração total, cordões de solda mais estreito e zona afetada pelo calor (ZTA) e distorção menores. Além disso, neste processo têm-se maior possibilidade de utilização de chanfros retos e menor necessidade de material de enchimento, resultando em um aumento substancial de produtividade e uma melhor qualidade da solda (Correa et al, 2008). A influência da energia de soldagem, definida como a proporção de energia absorvida por unidade de comprimento, é fundamental para a forma e dimensões finais das juntas. Ureña et al, 2007, relatou que os valores típicos para a soldagem a arco plasma no modo keyhole esta entre 0,85 e 0,95, enquanto que para a técnica melt-in seria de 0,70 à 0,85. Em comparação com a soldagem laser e de feixe de elétrons, a soldagem a plasma no modo keyhole é mais eficiente e mais tolerante na preparação das juntas,

27 embora a sua energia seja menos densa (menor concentração) e seu keyhole ser mais largo. Por outro lado, o processo plasma keyhole oferece vantagens significativas sobre o processo convencional de soldagem TIG em termos de profundidade de penetração, velocidade de soldagem e distorções térmicas (Wu et al, 2009; Ureña et al, 2007). Na soldagem a plasma no modo heyhole, a qualidade da solda depende da estabilidade do heyhole, que depende de um grande número de fatores, especialmente, das características físicas do material a ser soldado e dos parâmetros de soldagem utilizados. Assim, o modo heyhole é suscetível à variação dos parâmetros de soldagem do processo, de modo que a aplicação em larga escala na indústria ser limitada. Contudo, o processo tem encontrado aplicações na soldagem de aços estruturais, automóveis, aviões, foguetes, ônibus espaciais e, possivelmente, em soldagem no espaço (Wu et al, 2009). 2.3 Tensões residuais Macherauch & Kloos, 1987 definiram tensões residuais como tensões autoequilibradas existentes nos materiais, em condições de temperatura uniforme e sem carregamento externo. Portanto, qualquer perturbação, como remoção de material, aplicação de carregamentos térmicos ou mecânicos, altera o seu estado e causa sua redistribuição, de modo que as tensões se reequilibrem. Ou seja, a presença de tensões residuais trativas no material é equilibrada por tensões residuais compressivas (Kandil et al, 2001). Os efeitos das tensões residuais trativas são conhecidos como prejudiciais por se somarem às tensões de serviço, mesmo no regime elástico (Figura 2.8), diminuindo a sobrevida em fadiga e aumentando a corrosão sobtensão. Por outro lado, as tensões residuais compressivas têm efeitos benéficos, inibindo a nucleação e a propagação de trincas (Withers & Bhadeshia, 2001; Löhe & Vöhringer, 2002).

28 Figura 2.8 - Superposição das tensões residual e aplicada (Fonte: Lu, 2002 modificado). A classificação mais comum dos tipos de tensões residuais existentes está definida na literatura quanto à área de abrangência, a saber (Hilson et al, 2009): Tensões residuais do tipo I: São tensões a níveis macroscópicos, consideradas quase homogêneas na escala de vários grãos e equilibradas nos limites de todo os materiais. Exemplos típicos apresentam-se em materiais deformados plasticamente de maneira não uniforme, como barras sujeitas a dobramento além do limite elástico, processos de laminação, gradientes térmicos e têmpera em aço. Tensões residuais do tipo II: São tensões microscópicas, consideradas quase homogêneas na escala de um grão e equilibradas nos limites dos contornos de alguns grãos do material. Podem ocorrer em interfaces entre fases e partículas precipitadas e a matriz. Tensões residuais do tipo III: São tensões submicroscópicas, heterogêneas na escala de algumas distâncias interatômicas e equilibradas nos limites de algumas células unitárias. Ocorrem nos

29 materiais metálicos sujeitos a processos que produzam descontinuidades na rede cristalina, tais como, vazios, impurezas e falhas de empilhamento, entre outros. A superposição das tensões residuais dos tipos I, II e III determina o estado total de tensões residuais em um ponto particular do material (Figura 2.9). Figura 2.9 - Superposição das TR dos tipos I, II e III (Fonte: Withers & Bhadeshia, 2001). 2.3.1 Origem das tensões residuais Segundo Cindra Fonseca, 2000, as origens das tensões residuais são diversas e podem ser divididas em três grandes categorias, a saber: Processamento e/ou carregamento mecânico: são geralmente causadas por um gradiente de deformação plástica devido à ação mecânica;

três tipos. 30 Transformação de fase: ocorre quando há variação heterogênea de volume causada por mudanças de fases; Efeitos térmicos: ocorre quando há deformação plástica heterogênea durante aquecimento ou resfriamento não uniforme. As tensões residuais ainda podem ser produzidas por uma combinação destes 2.3.2 Tensões residuais em juntas soldadas O desenvolvimento de tensões residuais é intrínseco ao processo de soldagem e é função dos parâmetros utilizados na execução do cordão de solda, tais como: geometria da junta, número de passes, composição química dos metais de base e de adição, e de outros fatores pertinentes ao processo de soldagem (Nguyen & Wanab, 1996). A soldagem é caracterizada pelo aquecimento de regiões localizadas das peças, permanecendo o restante destas em temperaturas muito inferiores. As regiões aquecidas tendem a se dilatar, mas esta dilatação é dificultada pelas partes adjacentes submetidas a temperaturas menores, o que resulta no desenvolvimento de deformações elásticas e plásticas no material aquecido. Como consequência, ao final do processo de soldagem, tensões internas (tensões residuais) e mudanças permanentes de forma e de dimensões (distorções) ocorrem na peça (Modenesi et al, 2008). Durante a soldagem, as tensões residuais podem ser desenvolvidas devido ao aquecimento e resfriamento não uniforme em uma pequena área, acompanhado dos gradientes térmicos que surgem entre a superfície e o núcleo da junta. Além disso, as transformações de fase que ocorrem no metal de solda e zona afetada pelo calor contribuir para a evolução da tensão residual (Heinze et al, 2011). Para o caso da geração de tensões devido à transformação de fases na soldagem, as tensões surgem porque a transformação de algumas fases como a austenita para ferrita, bainita, perlita ou martensita, ocorre uma alteração de volume. Desta forma, o material da zona fundida e da zona termicamente afetada, que sofre transformação de

31 fase, tende a se expandir, ou contrair, e será impedido pela parte fria do metal, não transformada (Cindra Fonseca, 2000). A magnitude das tensões residuais no cordão de solda está intimamente relacionada ao grau de restrição que a estrutura mecânica oferece. No processo de soldagem, sempre existem tensões residuais macroscópicas e microscópicas com complexas superposições. Entretanto, na prática da soldagem, geralmente, quando se fala de tensões residuais, estão implicitamente consideradas apenas tensões residuais macroscópicas, isto é, as tensões residuais do primeiro tipo (Hilson et al, 2009). Macherauch & Wohlfahrt, 1977, comprovaram, experimentalmente, que as tensões residuais em juntas soldas são decorrentes da superposição das 3 fontes de tensões residuais em soldagem, entretanto, pode haver casos em que uma fonte pode prevalecer sobre as outras. Na Figura 2.10 está representada esquematicamente a variação das tensões residuais transversais em juntas soldadas por processos a arco convencionais. Figura 2.10 - Distribuição das tensões residuais em juntas de topo de processo a arco convencional: (C) contração, (R) Resfriamento superficial mais intenso e (T) Transformação de fase (Fonte: Macherauch & Wohlfahrt, 1977).

2.3.3 Tensometria por difração de raios-x 32 As técnicas de medição de tensões residuais dividem-se em destrutivas e não destrutivas e, para alguns autores, como Hilson et al, 2009, ainda existem as técnicas parcialmente destrutivas, de acordo com o nível de dano introduzido no material estudado na sua aplicação. São destrutivas as técnicas que, para obtenção de informações de deformação suficientes para a análise das tensões residuais existentes, comprometem ou impossibilitam o uso da amostra analisada. As técnicas não destrutivas não precisam da remoção material e não provocam qualquer tipo de dano durante a medição de tensões residuais (Hilson et al, 2009). Existe uma variedade de técnicas disponíveis para a medição tensões ao longo de um intervalo de escalas de profundidade, tal como apresentado na Figura 2.11 (Hilson et al, 2009). Entre os métodos destrutivos mais usados podemos citar: Método do furo cego ou furo incremental; Método do anel; Método do contorno. Os mais usuais métodos não destrutivos são: Método de difração de raios-x; Método de difração de nêutrons; Método de ultrassom; Método magnético.

33 Figura 2.11 - Comparação entre os métodos de medição de tensão residual (Fonte: Hilson et al, 2009 modificado). A tensometria por difração de raios-x tem como princípio a medição do espaçamento entre planos da rede cristalina dos materiais, através do uso de feixes estreitos de raios-x. Este princípio é caracterizado, de uma maneira básica, pela incidência de um feixe monocromático sobre a superfície de um material, o qual será espalhado (difratado) e posteriormente detectado por algum dispositivo (Figura 2.12). No estado inicial, não deformado, o material metálico possui distância interplanar, d 0, entre seus planos cristalinos. Figura 2.12 - Desenho esquemático do espalhamento das ondas de raios-x.

34 Um feixe paralelo de raios-x, de comprimento de onda λ, incide na superfície do material segundo um determinado ângulo de incidência θ 0. Este feixe é difratado sob o mesmo ângulo θ 0, desde que seja satisfeita a lei de Bragg (Equação 2.1): n λ = 2d0. senθ 0 (2.1) Nessas condições, ao utilizar raios-x monocromáticos ( λ = constante), o valor do ângulo θ 0, referente a uma intensidade máxima de difração, depende da distância interplanar d 0. A teoria da elasticidade do material sólido, oriunda da mecânica dos sólidos, prevê as seguintes relações: Tensão: F σ = (2.2) A Deformação: d ε = (2.3) d 0 Lei de Hooke (relação entre tensão e deformação) para estado uniaxial: Onde: E é o módulo de elasticidade do material. σ ε = (2.4) E Com o material sob tensão σ, a distância interplanar d 0, varia de um valor d = d - d 0, sendo d a distância interplanar no material tensionado, o que ocasiona a

deformação 35 d ε = na rede cristalina do material. Nessas condições, a variação do d 0 ângulo de difração é igual a θ = d d0, que pode ser medida pela técnica da tensometria por raios-x (Taylor, 1961). Fazendo a diferenciação da lei de Bragg (equação 2.1) obtêm-se a relação entre a deformação ε e o ângulo θ 0 de difração: d ε = = cot gθ0. θ d 0 (2.5) Para efeitos de adequação ao estado real de tensões, utilizamos coordenadas polares (Figura 2.13). Então, da equação 2.5 pode-se extrair que: ε ( ϕ ψ ) ( d d ) ϕ, ψ o = = cot gθo ϕ, ψ do ( θ θ ), (2.6) o Sabendo que: 2 2 2 ( ) ( σ1 + σ 2 σ 3) σ ϕ + σ sen ϕ sen ψ µ + ε ϕ ψ, = 1 cos 2 (2.7) E Figura 2.13 - Sistema de coordenadas polares.

36 Mantendo fixo o ângulo ϕ, e determinarmos a diferença entre as deformações em duas direções diferentes, segundo o ângulo ψ, tem-se: ε ( ϕ ψ ) ε ( ϕ, ψ ) = θ ( θ ϕ θ ), 2 1 cot o, ψ 2 ϕ, ψ1 g (2.8) Reescrevendo o primeiro membro da equação 2.7, também em função da diferença entre as deformações em duas direções diferentes: ε ( ϕ, ψ ) ε ( ϕ, ψ ) 2 2 2 ( 1+ µ ) σ ( ψ sen ψ ) ϕ sen 2 1 1 = (2.9) E Substituindo-se o primeiro membro da equação 2.9 pelo segundo membro da equação 2.8, obtemos a equação utilizada no equipamento portátil de medição de tensões residuais: ( + µ ) ( θϕ, ψ θ, ) 2 ϕ ψ1 2 2 ( sen ψ sen ) E σ ϕ = cot gθo (2.10) 1 ψ 2 1 Esta equação é válida para quaisquer variações de ψ 1 e ψ 2 que impusermos ao equipamento. Podemos observar, através da equação 2.10, que a tensão residual existente no material é diretamente proporcional à derivada de 2θ, em função de sen²ψ. Sendo assim, é feita uma representação gráfica dos vários ângulos 2θ medidos, tendo sen²ψ como ordenada (Figura 2.14).

37 Figura 2.14 - Estado de tensão do material em função do declive da curva 2θ x sen²ψ (Fonte: Cindra Fonseca, 2000). 2.4 Tratamentos de alívio de tensões Os tratamentos de alívio de tensões podem ser classificados em térmicos e mecânicos. Um dos métodos mais convencionais para aliviar tensões residuais é o recozimento, também conhecido como tratamento térmico de alívio de tensões (TTAT), no qual as peças, ou parte delas, são aquecidas a temperaturas elevadas por um período de tempo e resfriadas lentamente até a temperatura ambiente (Kwofie, 2009). A dinâmica do TTAT é simples: em temperaturas elevadas, a tensão de escoamento do material se torna muito baixa, de modo a não suportar as tensões internas dos componentes, assim, com as microdeformações plásticas que ocorrem, as tensões residuais são relaxadas. Para evitar reintrodução de tensões residuais, devido a contração térmica diferencial, é realizado o resfriamento lento, restando no material um estado de tensão residual baixo ou nulo (Kwofie, 2009). Os tratamentos térmicos são eficazes, mas sofrem de várias desvantagens/limitações que incluem (Kwofie, 2009; Zhao et al, 2008; Sun et al, 2004): Alto consumo de energia e, consequentemente, elevação dos custos. Formação de óxidos nas superfícies de componentes, que requerem posteriores processos de acabamento para removê-los.

38 Inconvenientes das peças de grandes dimensões, para as quais há a limitação do tamanho dos fornos disponíveis para estes tratamentos e as distorções que podem ocorrer nas estruturas e componentes tratados. Inadequados para os componentes que são previamente submetidos a tratamentos térmicos, pois o processo de recozimento, muitas vezes, reduz os efeitos benéficos do tratamento térmico. Entre os tratamentos mecânicos, o alívio de tensões residuais por vibração vem se destacando por ser um método alternativo que possui um custo inferior em relação aos térmicos e também por ser aplicável em materiais com estruturas heterogêneas (Sun et al, 2004). No entanto, a falta de compreensão completa do fenômeno é a principal limitação para a aplicação do tratamento em larga escala. Sem esse entendimento se torna inviável para os engenheiros e gerentes de produção determinar quando, onde e como o processo pode ser efetivamente aplicado, especialmente, onde a fadiga é das principais preocupações. Além disso, como o custo de medição de tensões residuais é elevado e, por vezes, demorado, fica difícil saber a extensão da redução das tensões pelo tratamento (Kwofie, 2009; Zhao et al, 2008; Rao et al, 2007). 2.4.1 Alívio de tensões por vibração mecânica O alívio de tensões por vibração mecânica é um método baseado na ressonância vibratória, em que as peças são submetidas a vibrações de baixa frequência por um período de tempo (Kwofie, 2009). As tensões dinâmicas se combinam com tensões residuais e podem exceder o limite de escoamento do material, induzindo deformações plásticas em partes da estrutura e realinhando a estrutura cristalina, o que provoca redução dos campos de tensões residuais tornando-os mais baixos, ou seja, aliviando-os. Este método é bastante flexível, pois em alguns casos sua aplicação não depende da paralisação do equipamento que possui a parte a ser tratada (Rao et al, 2007). A técnica tem sido amplamente aplicada em juntas soldadas, durante e/ou após o processo de soldagem e, ainda, em alguns casos após outros processos de fabricação, tais como Sun et al, 2004, que estudaram os efeitos da vibração em chapas laminadas a quente e obtiveram redução de cerca de 48% nas macrotensões residuais.

39 Este novo método possui algumas relevantes vantagens sobre os tratamentos térmicos, pois além de não alterar as propriedades mecânicas, as tensões não reaparecem. Os tratamentos por vibração mecânica apresentam custos até 90% inferiores, com utilização de apenas 1% da energia empregada nos tratamentos térmicos convencionais e duração aproximada de 30 minutos (Sun et al, 2004). Alguns autores pesquisaram a influência dos parâmetros de vibração, tais como, tipo e frequência de excitação, durante a soldagem de chapas de diferentes aços. Sun et al, 2004, utilizaram a técnica de alívio de tensões residuais por vibração em chapas de aço ARBL soldadas pelo processo TIG obtendo alívio das tensões residuais em grande parte dos pontos analisados. Neste trabalho ficou evidenciado que esta técnica resulta em um alívio heterogêneo das tensões residuais, tanto trativas quanto compressivas. Aiko et al, 2005 investigaram a influência do tipo de excitação no alívio de tensões residuais durante a soldagem de chapas finas. Neste estudo os autores consideraram duas condições de vibração, utilizando um ruído branco (combinação simultânea de todas as frequência de determinado intervalo), na faixa de 0 a 500Hz. A primeira condição usada foi sem filtro, ou seja, contendo todas as frequências da faixa estabelecida. No segundo caso, foi colocado um filtro com valor de frequência central próximo à primeira frequência natural do sistema (cerca de 36Hz). Também foi estabelecido como parâmetro a aceleração durante a vibração, sendo esta função da corrente imposta no excitador eletromecânico (shaker) como mostrado na Tabela 2.1. Tabela 2.1 - Relação entre a corrente induzida no shaker e valor da aceleração (Aiko et al, 2005 modificado). Corrente (A) 0,5 1,0 Aceleração (G) 0,9 1,5 Os resultados obtidos por Aiko et al, 2005 mostraram que a redução dos valores de tensão residual foi significativa, principalmente próximo ao centro do cordão, em ambas as condições de vibração. Na direção transversal ao cordão de solda, para as amostras ensaiadas com modo de vibração utilizando filtro foram obtido valores de redução de 14 a 22%, comparando com os valores obtidos sem vibração. Já no caso do