CARACTERÍSTICAS DA SOLDAGEM DE ALUMÍNIO 5052-F COM O PROCESSO DE FRICÇÃO STIR Cristiano Schwartz Acadêmico Engenharia Mecânica UFSM Atualmente Mestrando na UFSC E-mail: schwartz@emc.ufsc.br Aleir Antonio Fontana De Paris Universidade Federal de Santa Maria - DEM Campus Universitário Camobi CEP97105-900 Santa Maria, RS E-mail: aparis@ct.ufsm.br Resumo. O processo de soldagem chamado friction stir welding foi desenvolvido recentemente e mostra-se muito promissor na soldagem de peças em alumínio. Trata-se de um processo que emprega uma ferramenta de forma particular que promove o amolecimento e caldeamento das peças sem ocorrer fusão. Variando alguns parâmetros como a rotação da ferramenta de solda, 300 rpm e 600 rpm, cordões de solda foram efetuados em chapas de alumínio de construção naval 5052-F. Dois tipos de geometria de ferramentas foram empregados, com pino liso e pino com rosca. Bons resultados foram obtidos mostrando uma região de recristalização dinâmica (cordão de solda) de grãos equiaxiais com dimensões inferiores aqueles do material de base. Palavras-chave: processo de soldagem Stir, alumínio 5052-F, macroestrutura, microdureza. 1. INTRODUÇÃO O processo de soldagem por fricção stir, foi desenvolvido e patenteado pelo TWI na Inglaterra em 1991 (Thomas et al, 1991) e nos EUA em 1995 (Thomas et al, 1995). Trata-se de um processo que utiliza o aquecimento localizado pelo atrito de uma ferramenta especialmente projetada, para produzir cordões de solda contínuos no estado sólido. É um processo com extrema deformação plástica que finaliza em recristalização dinâmica, fornecendo um mecanismo para fluxo superplástico que acumula o movimento (stirring) do metal de uma borda com a outra (Li et al, 1999). Este processo permite soldas de topo e sobrepostas sem o uso de material de adição. O processo foi desenvolvido para ser aplicado em alumínio e ligas, pois é um metal de soldagem no mínimo difícil. Um exemplo disto é a utilização de arco elétrico para a soldagem da liga 2024 de baixa soldabilidade e as ligas da série 7XXX que não são recomendadas para soldagem (Dawes e Thomas, 1996; Rhodes et al, 1997). As ligas em que o processo foi inicialmente usado foram 1100, 2024, 6061 e 7075 posteriormente aplicados a outras ligas e metais. A soldagem stir resulta em baixa distorção e alta resistência comparada a outras técnicas de soldagem de alumínio, além de permitir o uso em qualquer posição e espessuras variando de 1 a mais de 35 mm (Colligan, 1999). A união das peças pelo processo stir se realiza pelo movimento relativo entre a ferramenta de solda e as peças ao longo de uma interface comum, enquanto uma força compressiva é continuamente aplicada através da junta, Figura 1.
Força Pino Direção de avanço Junta Direção de rotação Direção de avanço Solda Figura 1. Ilustração esquemática da soldagem por fricção stir. O processo inicia com a aproximação da ferramenta a uma rotação pré-determinada e a formação de um furo na junta alguns milímetros da borda da união. Na seqüência, a ferramenta e/ou as peças iniciam o movimento de deslocamento na direção da linha da junta a ser soldada, Figura 2. Neste processo como não ocorre fusão, as soldas apresentam um refino de grão pelo trabalho a quente, e as soldas são isentas de óxidos e porosidades. De fato, as temperaturas máximas atingidas na zona central da união não ultrapassam 0,8T f (T f temperatura de fusão) (Rhodes et al, 1997; Li et al, 1999; Sato et al, 2001). O objetivo deste estudo é a aplicação do processo stir na soldagem de alumínio AA 5052-F. Figura 2. Etapas do processo de soldagem por fricção stir. 2. METODOLOGIA EXPERIMENTAL Para estudar o processo de soldagem stir foi empregado o alumínio AA 5052-F por sua grande utilização na construção naval, carrocerias de ônibus e caminhões, entre outros. Trata-se de uma liga ao magnésio sem tratamento posterior e com a composição química composta por 97,2 % Al, 2,5% Mg e 0,25% Cr. As peças para os ensaios foram cortadas com 50 mm de largura e 150 mm de comprimento, sendo a espessura de 5 mm. Esta espessura foi escolhida com o objetivo de facilitar sua fixação e impedir a deformação por distorção. Dois tipos de ferramentas de soldagem foram empregadas, Figura 3, uma com o pino liso e outra com rosca. As dimensões das mesmas estão mostradas na figura. A ferramenta composta do pino com rosca foi fabricada pela inserção de um parafuso com diâmetro 5 mm, rosca M5, no suporte de aço.
61 mm O 19 mm 4,5 mm 5 mm Figura 3.Dimensões e formato das ferramentas utilizadas no processo. O diâmetro de 5 mm foi escolhido em função da espessura das amostras. O material das ferramentas foi o aço 4640 temperado superficialmente, via chama, na extremidade de atuação da mesma. Como equipamento de soldagem foi empregada uma fresadora de topo convencional para usinagem. Os parâmetros selecionados para os testes foram 2 rotações da ferramenta de solda, 300 rpm e 600 rpm, escolhidas baseadas na literatura que cita entre 200 e 2000 rpm (Liu et al, 1997; Flores et al, 1998; Li et al, 1999), e velocidade de deslocamento das peças com relação à ferramenta de 128 mm/min. As peças foram fixadas sobre a mesa da fresadora com suportes apropriados. A microdureza do cordão de solda foi realizada com um microdurômetro Shimadzu HMV-2, com carga de 100 g e tempo de aplicação de 10 s. 3. RESULTADOS E DISCUSSÃO Apesar de citado na literatura (Benavides et al, 1999 ; Nagasawa e Otsuka, 2000 ; Prado et al, 2001), o pino com rosca não funcionou no caso dos parâmetros utilizados. Ao avançar na linha da união, seu funcionamento assemelhou-se a uma fresa ocorrendo a retirada de material com abertura de um rasgo com as dimensões proporcionais ao diâmetro do pino. O não funcionamento deve-se provavelmente a duas causas principais, o início da solda na borda das peças e o tipo de alumínio empregado. Desta forma, o trabalho concentrou-se na ferramenta de pino liso. Para iniciar o processo colocou-se a ferramenta de topo no início da junta. Esta metodologia não se revelou a melhor pois até iniciar a plastificação e união dos metais das peças houve um intervalo de alguns centímetros de falha total da junta. Como melhoria do processo e citado na literatura (Dawes e Thomas, 1996), o correto é iniciar a soldagem com o furo da chapa pelo pino, distante alguns milímetros da borda da junta como mostra a Figura 4. Direção de avanço M5 5 mm Vista das extremidades ampliadas Figura 4. Detalhe do início da soldagem pela furação da chapa. Vista superior do cordão.
Após este início, a peça começa a ser deslocada com relação ao pino, em rotação, e avança amolecendo e plastificando os metais das bordas. Para que ocorra a compactação do metal plastificado, é necessária uma força atuante na superfície do cordão pressionando o metal para baixo, como ilustra a Figura 5. Desta forma, a largura superficial do cordão é dada pelo diâmetro da ferramenta acima do pino (ressalto). A Figura 6 mostra um cordão de solda iniciado sem pressão da ferramenta e que foi alterado durante o processo pois foram remarcadas presenças de poros e vazios. Figura 5. Vista superior do cordão de solda mostrando a largura em função do diâmetro do ressalto. Figura 6. Cordão iniciado sem pressão suficiente do ressalto. Presença de falhas de compactação. A Figura 7 mostra a macroestrutura de soldagem efetuada com as duas rotações empregadas, 300 e 600 rpm. A Figura 7a mostra defeitos acentuados denominados túneis nas regiões onde não houve a plastificação do metal. Estes defeitos foram encontrados na literatura consultada (Liu et al 1997; Li et al, 1999; Benavides et al, 1999). Em maior ampliação a Figura 8 mostra as linhas de deslocamento do metal em função do giro da ferramenta de solda. Na parte superior direita verificase que houve um caldeamento perfeito entre o metal de base e o metal amolecido. Na parte inferior do cordão, fica evidente que não houve esta união notando-se uma nítida linha de separação. Para uma velocidade mais elevada de rotação da ferramenta, 600 rpm, a junta formada foi de ótima qualidade, apesar de apresentar uma zona oca na parte inferior, Figura 7b. A análise deste defeito mostrou ser devido a ferramenta não ter o comprimento suficiente com relação à espessura da peça, sendo 0,5 mm mais curta, ver figura 3. A Figura 9 mostra de forma clara o refino do cordão de solda que apresenta grãos equiaxiais enquanto o metal de base tem os grãos alongados resultado da laminação. Estes resultados estão de acordo com a literatura (Liu et al, 1997; Flores et al, 1998; Pao et al, 2001), que mostram uma recristalização dinâmica dos grãos alongados e a solução de precipitados finos endurecedores na solda.
1 mm (a) (b) Figura 7. Cordões de solda realizados com (a) rotação 300 mm (b) 600 mm e velocidade de avanço (solda) de 128 mm/min. 1 mm 1 mm (a) (b) Figura 8. Ampliação da figura 7a mostrando as linhas de deslocamento do metal no sentido de rotação da ferramenta na superfície (a) e na raiz da solda (b) 1 mm 1 mm Figura 9. Ampliação da figura 7b mostrando o refino dos cristais da zona plastificada (solda) com relação ao metal de base. Uma união proposta para o processo de soldagem stir (Reitz, 2002) apresentaria 4 regiões distintas: o metal de base (MB), zona afetada pelo calor (ZAC), zona afetada termomecanicamente (ZTMA) e a zona de cristalização dinâmica (ZCD), Figura 10.
Largura do ressalto MB ZAC ZCD ZAC MB ZTMA Figura 10. Regiões de alterações microestruturais no processo de soldagem stir. Segundo Colligan (1999) nem todo material da solda seria influenciado pelo pino ocasionando stirring, somente a região central da união. Parte do metal seria simplesmente extrudado contra as paredes laterais da solda o que formaria a ZTMA. Nos experimentos realizados foram verificados somente a ZAC e a ZCD. Na Figura 11 estão plotados os valores encontrados de microdureza obtida ao longo do centro da seção transversal. Pelos resultados obtidos, nota-se que praticamente não houve variação sensível entre a dureza da região da solda e o metal de base. A pequena diferença notada na figura, aumento maior na zona da solda, se deve provavelmente à concentração de tensão pela plastificação do metal. O comportamento da dureza segue a mesma tendência encontrada por Nagasawa e Otsuka (2000), na soldagem de uma liga de magnésio.
Microdureza Vickers HV0,1 39 37 35 33 31 29 27 ZMA - zona mecanicamente afetada zona de solda ZMA Metal base ZMA Metal base 25 6 4 2 0 2 4 6 Distância do centro da solda, mm Figura 11. Perfil de dureza medido ao longo de uma linha central no plano transversal perpendicular a direção de soldagem. O perfil de dureza mostrado por outros autores (Liu et al, 1997; Flores et al, 1998; Benavides et al, 1999) apresenta variações acentuadas dependendo do tipo de liga, diminuindo na zona de solda e também no sentido da superfície para a raiz da solda. Com relação à velocidade de soldagem, quanto maior este valor resultaria em uniões com taxas de alongamento maiores para romper. Com baixas velocidades haveria o crescimento grosseiro de sub-grãos que resultaria em redução da plasticidade (Salem et al, 2002). 4. CONCLUSÕES Dos resultados obtidos nos experimentos verificamos que a solda da liga de alumínio utilizada, é bastante prática e fácil de realizar com o processo de soldagem por fricção stir. A grande vantagem do processo é a rapidez de execução das uniões, que neste caso, por tratar-se de primeiros testes, não foram empregadas velocidades muito altas que seria um fator a considerar em novas experiências. Além da alta velocidade do processo, a solda sofre um refinamento da microestrutura o que significa uma melhora nas propriedades mecânicas com verificado nas micrografias apresentadas. A dureza no caso específico da liga 5052-F mostra um ligeiro aumento, que poderia até ser desconsiderado em função da variação mínima verificada, mantendo as soldas dentro de limites proporcionais ao metal de base. Apesar do defeito tipo túnel apresentado na solda, ele pode ser facilmente evitado com o ajuste das dimensões corretas do pino, das velocidades de avanço e rotação da ferramenta. Com relação à ferramenta de solda, experiências com novas geometrias de pino poderiam ser pesquisadas procurando melhorar o processo. 5. REFERÊNCIAS Benavides, S. ; Li, Y. ; Murr, L.E. ; Brown, D. ; McClure, J.C., 1999, Low-temperature frictionstir welding of 2024 aluminum, Scripta Materialia, Vol. 41, No. 8, pp. 809-815. Colligan, K., 1999, Material flow behavior during friction stir welding of aluminum, Welding Journal, Vol. 78, No. 7, pp. 229s-237s. Dawes, C.J. ; Thomas, W.M., 1996, Friction Stir process welds aluminum alloys, Welding Journal, Vol. 75, No. 3, pp. 41-45. Flores, O.V. ; Kennedy, C. ; Murr, L.E. ; Brown, D. ; Pappu, S. ; Nowak, B.M. ; McClure, J.C., 1998, Microstructural issues in a friction-stir-welded aluminum alloy, Scripta Materialia, Vol. 38, No. 5, pp. 703-708.
Li, Y. ; Murr, L.E. ; McClure, J.C., 1999, Solid-state flow visualization in the friction-stir welding of 2024 Al to 6061 Al, Scripta Materialia, Vol. 40, No. 9, pp. 1041-1046. Li, Y. ; Murr, L.E. ; McClure, J.C., 1999, Flow visualization and residual microstructures associated with the friction-stir welding of 2024 aluminum to 6061 aluminum Materials Science & Engineering, A271, pp. 213-223. Liu, G. : Murr, L.E. ; Niou, C-S. ; McClure, J.C. ; Veja, F.R., 1997, Microstructural aspects of the friction-stir welding of 6061-T6 aluminum, Scripta Materialia, Vol. 37, No. 3, pp. 355-361. Nagasawa, T. ; Otsuka, M., 2000, Structure and mechanical properties of friction stir weld joints of magnesiumalloyaz31,http://www.mc.mat.shibaurait.ac.jp/~master/abstract/29811/298110.htm 9 p. Prado, R.A. ; Murr, L.E. ; Shindo, D.J. ; Soto, K.F., 2001, Tool wear in the friction-stir welding of aluminum alloy 6061 + 20% Al 2 O 3 : a preliminary study, Scripta Materialia, Vol. 45, pp. 75-80. Pao, P.S. ; Gill, S.J. ; Feng,, C.R. Sankaran, K.K., 2001, Corrosion-fatigue crack growth in friction stir welded Al 7050, Scripta Materialia, Vol. 45, pp. 605-612. Reitz, V., 2002, Causing a stir in welding, Machine Design, No. 3, pp. 59-61. Rhodes, C.G. ; Mahoney, M.W. ; Bingel, R.A. ; Spurling, R.A. ; Bampton, C.C., 1997, Effects of friction stir welding on microstructure of 7075 aluminum, Scripta Materialia, Vol. 36, No. 1, pp. 69-75. Salem, H.G. ; Reynolds, A.P. ; Lyons, J.S., 2002, Microstructure and retention of superplasticity of friction stir welded superplastic 2095 sheet, Scripta Materialia, Vol. 46, pp. 337-342. Sato, Y.S. ; Urata, M. ; Kokawa, H. ; Ikeda, K. ; Enomoto, M., 2001, Retention of fine grained microstructure of equal channel angular pressed aluminum alloy 1050 by friction stir welding, Scripta Materialia, V. 45, pp. 109-114. Thomas, W.M., Nicholas, E.D. ; Needham, J.C. ; Murch, M.G. ; Temple-Smith, P. ; Dawes, C.J., 1991, Friction stir butt welding, GB Patent Application No 9125978.8. Thomas, W.M., Nicholas, E.D. ; Needham, J.C. ; Murch, M.G. ; Temple-Smith, P. ; Dawes, C.J., 1995, Friction welding, US Patent No. 5,460,317, octobre. WELDING CHARACTERISTICS OF ALUMINUM 5052-F WITH FRICTION "STIR" PROCESS Cristiano Schwartz Acadêmico Engenharia Mecânica UFSM Atualmente Mestrando na UFSC E-mail: schwartz@emc.ufsc.br Aleir Antonio Fontana De Paris Universidade Federal de Santa Maria - DEM Campus Universitário Camobi CEP97105-900 Santa Maria, RS E-mail: aparis@ct.ufsm.br Abstract. The friction stir welding process recently developed showed very promising in aluminum welding. It is a process that uses a rotating pin tool that promotes both softens and stirring flow of material pieces without melting. Varying some parameters as the rotation of the weld tool, 300 rpm and 600 rpm, welding speed of 128 mm/min, weld beads were made in 5052-F naval aluminum sheets using two tools pins geometry, round and thread. Good results were obtained showing a zone of dynamic recrystallization in the weld with equiaxed grains and average size lower then the base material grains. Keywords: friction stir welding, aluminum 5052-F, macrostructure, microstructure