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UNIVERSIDADE TECNOLÓGICA FEDERAL DO PARANÁPR

UNIVERSIDADE TECNOLÓGICA FEDERAL DO PARANÁ

CAMPUS CURITIBA

DIRETORIA DE PESQUISA E PÓS-GRADUAÇÃO

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA

E DE MATERIAIS - PPGEM

GISMAR SCHILIVE DE SOUZA

INFLUÊNCIA DA GEOMETRIA DA FERRAMENTA NA SOLDAGEM DA LIGA DE ALUMÍNIO 5052 PELO

PROCESSO FRICTION STIR WELDING

CURITIBA

MARÇO - 2010




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, da Diretoria de Pesquisa e Pós-Graduação, do Campus Curitiba, da UTFPR.

Orientador: Prof. Marcos Flávio de Oliveira Schiefler Filho, Dr. Eng.

Co-orientador: Prof. Fábio Martins, Dr. Eng.

CURITIBA

MARÇO - 2010

TERMO DE APROVAÇÃO




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. Giuseppe Pintaúde, Dr. Eng.

Coordenador de Curso

Banca Examinadora

______________________________ ______________________________ Prof. Marcos Flávio de Oliveira Schiefler Prof. Valtair Antonio Ferraresi, Dr. Eng. Filho, Dr. Eng. (Orientador) Universidade Federal de Uberlândia Universidade Tecnológica Federal do (UFU) Paraná (UTFPR)

______________________________ ______________________________ Prof. Fábio Martins, Dr. Eng. Prof. Ossimar Maranho, Dr. Eng. (Co-orientador) Universidade Tecnológica Federal do Universidade Tecnológica Federal do Paraná (UTFPR) Paraná (UTFPR)

Curitiba, 22 de Março de 2010

iii

AGRADECIMENTOS

À minha família, pelo apoio e paciência em todas as situações.

Aos professores Dr. Eng. Fábio Martins e Dr. Eng. Marcos Flávio de Oliveira

Schiefler Filho pela orientação e apoio para a concretização deste trabalho.

Aos professores do campus Curitiba da UTFPR e UFPR pelo apoio na

formação e direcionamento à pesquisa. Agradecimento ao professor Dr. Dalberto

Dias da Costa pelo seu apoio na medição 3D do mandril.

À empresa TEMPERAPAR, que colaborou com o tratamento térmico das

ferramentas utilizadas no trabalho em todas as etapas e foi muito prestativa no apoio

à pesquisa; à empresa VILLARES, que cedeu para a pesquisa o aço rápido

necessário à fabricação das ferramentas, o que foi importante para o avanço do

experimento; à empresa NOVELIS, pelo fornecimento da chapa de alumínio da liga

5052, essencial para a realização das soldas.

À empresa Steel Videa, na pessoa do Sr. Fausto, pelo fornecimento das

ferramentas de metal duro utilizadas nas etapas de usinagem envolvidas no estudo;

à empresa MAXILASER, pela realização da etapa de corte laser das juntas a serem

utilizadas no experimento; à empresa ENGISA, nas pessoas do professor César

Lucio Molitz Allenstein da UTFPR e do diretor Tancredo, pela realização das

radiografias em tempo real das juntas soldadas e pelas sugestões.

Ao amigo e professor Ollé, pelas sugestões e apoio, assim como ao professor

José Maria de Araújo, ambos companheiros do CTI – Araucária. Ao professor

Nelson, pelo suporte técnico e disponibilização da máquina ferramenta do SENAI –

CETSAM – CIC, e também ao professor Mauro Abreu da MECFER, pela sua

contribuição na etapa de usinagem das ferramentas em HSS.

Aos colegas doutorandos que contribuíram para a realização deste trabalho,

em especial Cristiano Brunetti e Manolo Gipiela e a todos do CTI – Araucária que

apoiaram o trabalho. Agradeço também a todos que porventura não foram citados e

aos que acreditaram nesta idéia para que ela se tornasse realidade.

iv

SOUZA, Gismar Schilive de, Influência da Geometria da Ferramenta na Soldagem da Liga de Alumínio 5052 Pelo Processo Friction Stir Welding, 2010,

Dissertação (Mestrado em Engenharia) - Programa de Pós-graduação em

Engenharia Mecânica e de Materiais, Universidade Tecnológica Federal do Paraná,

Curitiba, 125p.

RESUMO

A soldagem pelo processo FSW – Friction Stir Welding é uma técnica relativamente

nova, de soldagem no estado sólido, autógena e sem ocorrência de fusão dos

materiais envolvidos. As possibilidades de aplicação são diversas, da união de

materiais dissimilares a ligas de baixa soldabilidade, caso de algumas ligas de

alumínio, magnésio e titânio. A obtenção de soldas de qualidade depende de

diversas variáveis, em especial da geometria de ferramenta e dos parâmetros de

soldagem, dentre eles, velocidade de soldagem e de rotação. Desde que definidas

corretamente as combinações de ferramenta, material a unir e parâmetros, as

propriedades mecânicas obtidas nas soldas são similares a do material no estado

inicial, favorecendo a utilização do processo em aplicações críticas de: aeronáutica,

vasos de pressão e indústria automotiva. O processo FSW pode ser desenvolvido

em equipamentos dedicados de elevado custo ou, de forma alternativa, em

máquinas do tipo fresadora. Neste trabalho foi proposto o estudo da relação entre a

variável ferramenta, em função da variação de geometria, submetida a um conjunto

de parâmetros de processo com objetivo de obter soldas com menor nível de

descontinuidades cavidade na liga de alumínio 5052–F. Para isso, foi realizada uma

revisão da literatura considerando os tópicos gerais do processo, a definição do

procedimento experimental, para execução dos ensaios num planejamento fatorial, 4

fatores e 2 níveis, além da metodologia para medir as respostas por meio da

microdureza, metalografia e radiografia. Os resultados mostraram, com base nas

condições testadas, que quatro juntas foram aceitas pelo critério adotado, onde uma

das ferramentas, de quatro projetadas, apresentou bom resultado em qualquer

condição. Desta forma, pode-se inferir que o fator mais influente na obtenção de

soldas de qualidade pelo processo FSW é a ferramenta e sua inclinação.

Palavras-chave: Soldagem por atrito, Soldagem de alumínio, Friction Stir Welding.

v

SOUZA, Gismar Schilive de, Influência da Geometria da Ferramenta na Soldagem da Liga de Alumínio 5052 Pelo Processo Friction Stir Welding, 2010,

Dissertação (Mestrado em Engenharia) - Programa de Pós-graduação em

Engenharia Mecânica e de Materiais, Universidade Tecnológica Federal do Paraná,

Curitiba, 125p.

ABSTRACT

The welding for process FSW - Friction Stir Welding is one relatively new welding

technique, in the solid state, autogenous and without occurrence of melting of the

involved materials. The possibilities of application are diverse, of union dissimilar

materials even alloys of low weldability, case of some aluminum alloys, magnesium

and titanium. The quality weld attainment depends of diverse variables, in special the

tool geometry and parameters of welding, amongst them, welding speed and rotation.

Since that correctly defined the combinations of tool, material to join and parameters,

the mechanical properties gotten in welds are similar of the material in the initial

state, favoring the use of the process in critical applications of: aeronautics, pressure

vases and automotive industry. The process FSW can be developed in dedicated

equipment of raised cost or, of alternative form, in machines type milling. In this work

was considered the study of the relation between the changeable tool, in function of

the geometry variation, submitted to a set of process parameters with objective to get

welds with lesser level of discontinuities cavity in the aluminum alloy 5052-F. For this,

a revision of literature was carried through considering the general topics of the

process, the definition of the experimental procedure, for execution of the assays in

an factorial planning, 4 factors and 2 levels, beyond the methodology to measure the

answers by means of the microhardness, metallography and x-ray. The results had

shown, on the basis of the tested conditions, that four joints had been accepted for

the adopted criterion, where one of the tools, of four designed, has presented good

result in any condition. In such a way, can be inferred that the factor most influential

in the weld attainment of quality for process FSW is the tool and its inclination.

Keywords: Friction welding, Aluminum welding, Friction Stir Welding.

vi

SUMÁRIO

RESUMO.................................................................................................................... iv

ABSTRACT ................................................................................................................v

LISTA DE FIGURAS .................................................................................................viii

LISTA DE TABELAS ................................................................................................. xii

LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS ................................................................... xiv

LISTA DE SÍMBOLOS............................................................................................... xv

1 INTRODUÇÃO......................................................................................................1 1.1 Apresentação do Problema..................................................................................................... 1 1.2 Objetivo ................................................................................................................................... 3 1.3 Resultados Esperados ............................................................................................................ 3 1.4 Justificativa .............................................................................................................................. 3

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA .................................................................................5 2.1 Soldagem ................................................................................................................................ 5 2.1.1 Processos de soldagem ...................................................................................................... 6 2.1.2 Características dos processos de soldagem por atrito ....................................................... 7 2.2 Soldagem pelo Processo Friction Stir Welding ..................................................................... 10 2.2.1 Vantagens e desvantagens do processo fsw.................................................................... 12 2.2.2 Regiões da solda............................................................................................................... 13 2.2.3 Variáveis............................................................................................................................ 15 2.2.4 Equipamento ..................................................................................................................... 21 2.2.5 Ferramenta fsw.................................................................................................................. 24

2.2.5.1. Variação de geometria para cada parte da ferramenta ................................................ 28

2.2.5.2. Perfil do suporte ............................................................................................................ 28

2.2.5.3. Perfil do pino.................................................................................................................. 31

2.2.5.4. Ferramentas fsw especiais patenteadas....................................................................... 39

2.2.5.5. Material para ferramenta FSW ...................................................................................... 42

2.2.6 Descontinuidades na soldagem ........................................................................................ 44

2.2.7 Tipos de juntas .................................................................................................................. 47 2.3 Ligas de Alumínio .................................................................................................................. 48 2.3.1 Soldabilidade da liga de alumínio série 5XXX .................................................................. 52 2.3.2 Considerações sobre as ligas 5XXX................................................................................. 53

3 MATERIAIS E MÉTODOS..................................................................................55 3.1 Materiais e equipamentos ..................................................................................................... 55 3.1.1 Metal de base....................................................................................................................... 55 3.1.2 Dispositivo de fixação........................................................................................................... 57

vii

3.1.3 Equipamento ........................................................................................................................ 58 3.1.4 Ferramentas ......................................................................................................................... 59 3.2 Metodologia ........................................................................................................................... 63 3.3 Retirada de amostras .............................................................................................................. 65 3.4 Microdureza............................................................................................................................. 66 3.5 Metalografia............................................................................................................................. 67 3.6 Radiografia .............................................................................................................................. 67 3.7 Testes preliminares ................................................................................................................. 68

4 RESULTADOS E DISCUSSÃO ..........................................................................71 4.1 Experimento planejado.......................................................................................................... 71 4.2 Radiografia ............................................................................................................................ 74 4.3 Microdureza........................................................................................................................... 77 4.4 Macrografia............................................................................................................................ 89 4.5 Micrografia............................................................................................................................. 92 4.6 Verificação estatística............................................................................................................ 98

5 CONCLUSÕES.................................................................................................107 6 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS................................................109 REFERÊNCIAS.......................................................................................................110 ANEXO A – CERTIFICADO DO ABNT M35 ...........................................................120 ANEXO B – RADIOGRAFIAS PARA JUNTAS COM θ=2° ......................................121

viii

LISTA DE FIGURAS

Figura 1 – Superfície a escala nanométrica (STACHOWIAK e BATCHELOR, 2000). 8

Figura 2 – Esquema do processo FSW (ULYSSE, 2002). ........................................10

Figura 3 – Lado de avanço e recuo no processo FSW (VILAÇA et al., 2005)...........11

Figura 4 – Regiões de uma solda FSW , plano y-z (adaptado de ATTALLAH e

SALEM, 2005)....................................................................................................14

Figura 5 – Divisão esquemática das regiões da solda (adaptado de SU et al., 2003).

...........................................................................................................................15

Figura 6 - Inclinação da ferramenta com relação ao eixo z de 4º..............................20

Figura 7 - Equipamento dedicado para FSW (ESAB, 2006). ....................................22

Figura 8 – Fresadora de coluna vertical (ASM v16, 1995). .......................................23

Figura 9 - Ferramenta de soldagem FSW. Adaptado de DEQING (2004). ...............25

Figura 10 – Variações de perfil do suporte adaptado de DAWES e THOMAS (1999).

...........................................................................................................................29

Figura 11 – Suporte tradicional de superfície plana e côncavo. ................................30

Figura 12 – Perfil de temperatura em função dos ângulos de pino para avanço

constante de 100mm/min (BUFFA et al., 2006). ................................................31

Figura 13 – Geometrias de pino (Adaptado de BUFFA et al., 2006). ........................32

Figura 14 – Perfil de temperatura obtido com pino cilíndrico (BOZ e KURT, 2004). .33

Figura 15 – Relação da força axial (Fz) com o incremento do ângulo do pino em

função da velocidade de avanço (BUFFA et al., 2006). .....................................35

Figura 16 – Perfil de dureza para amostra de AA1080 obtida com pino cilíndrico

roscado de passo 0,85mm (BOZ e KURT, 2004)...............................................36

Figura 17 – Ferramenta para FSW tipo WhorlTM (THOMAS et al., 2001)..................39

Figura 18 – Ferramenta para FSW tipo MX Triflute TM (THOMAS et al., 2001). ........39

ix

Figura 19 – Em A, secção transversal do pino tipo três canais da MX Triflute TM, em

B pino de quatro canais (adaptado de THOMAS et al., 2001). ..........................40

Figura 20 – Perfil de pino de ferramenta TRIVEXTM sem e com perfil de rosca

(COLEGROVE e THREADGILL, 2003)..............................................................41

Figura 21 – Descontinuidades FSW: (A) Falta de penetração;(B) Cavidade; (C)

Kissing bond em superfície de fratura (Adaptado de OOSTERKAMP et al. 2004;

SRINIVASAN et al., 2005; JAMES et al. 2005). .................................................46

Figura 22 – Tipos de juntas que podem ser unidas pelo processo FSW (ROSATO

JÙNIOR, 2003)...................................................................................................47

Figura 23 – Diagrama de fases binário para ligas série 5XXX (ASM v3, 1995). .......51

Figura 24 – Junta preparada na dimensão de 51,5 x 205mm. ..................................56

Figura 25 – Dispositivo para fixação das juntas de topo (GIPIELA, 2007). ...............58

Figura 26 – Fresadora universal ROMI U30..............................................................59

Figura 27 – Ferramentas 1 e 3 com pino cilíndrico utilizadas no experimento. .........60

Figura 28 – Ferramentas 2 e 4 com pino cônico utilizadas no experimento..............61

Figura 29 – Aço rápido ABNT M35 após ataque com Nital e ampliação de 1000X. Em

A, carbonetos finos primários e secundários, em B a matriz de martensita. ......62

Figura 30 – Entrada em 1 e saída em 2 da ferramenta FSW a 5mm da borda. ........65

Figura 31 – Indicação da região de retiradas das amostras A e B para metalografia.

...........................................................................................................................66

Figura 32 – Procedimento para microdureza na seção transversal da amostra........66

Figura 33 - Suporte soldado em parte da junta após retirada do dispositivo.............69

Figura 34 – Em A, solda com VR=250rpm. Em B, com VR=1000rpm, sendo ambas

com ferramenta 1 de suporte plano e pino cilíndrico com θ=2°. ........................72


com ferramenta 2 de suporte plano e pino cônico com θ=2°. ............................72


com ferramenta 3 de suporte côncavo e pino cilíndrico com θ=2°. ....................73

x


com ferramenta 4 de suporte côncavo e pino cônico com θ=2°.........................73

Figura 38 – Radiografia da junta obtida com a ferramenta 1, VR=250rpm e θ=2°. Em

A, a abertura da junta na entrada da ferramenta, em B, o suporte para fixação

na câmara de radiografia. ..................................................................................75

Figura 39 – Radiografia da junta obtida com a ferramenta 4, VR=250rpm e θ=2°. A

região marcada indica a ocorrência de cavidade no interior do cordão. ............76

Figura 40 – Gráfico do perfil de microdureza da secção transversal das amostras

para ferramenta 1 de pino cilíndrico e suporte plano a θ=2°..............................84

Figura 41 - Gráfico do perfil de microdureza da secção transversal das amostras

para ferramenta 2 de pino cônico e suporte plano a θ=2°..................................85


para ferramenta 3 de pino cilíndrico e suporte côncavo a θ=2°. ........................85


para ferramenta 4 de pino cônico e suporte côncavo a θ=2°. ............................86

Figura 44 – Perfil de microdureza longitudinal a entrada da ferramenta 1 a θ=2°.....88

Figura 45 – Perfil de microdureza na secção longitudinal de saída da ferramenta. ..89

Figura 46 – Macrografia da solda realizada com Ferramenta de suporte plano e pino

cônico com 250rpm e θ=2°, por ataque Poulton. A – nugget; B – ZTMA; C – ZTA

e D o metal de base. ..........................................................................................90

Figura 47 – Micrografia no sentido longitudinal do metal de base (500X). Ataque com

Keller. .................................................................................................................92

Figura 48 – Micrografia no sentido transversal do metal de base (500X). Ataque com

Keller. .................................................................................................................93

Figura 49 – Nugget da solda 7, ferramenta de pino cônico e suporte côncavo com

VR=1000rpm e θ=2° (500X)...............................................................................94

Figura 50 – Nugget da solda 8, ferramenta de pino cônico e suporte côncavo com

VR=250rpm (500X) e θ=2°.................................................................................94

Figura 51 – Gráfico da distribuição de fases em porcentagem das fases A e B. ......96

xi

Figura 52 – Gráfico da área média de cada fase em função da amostra em análise.

...........................................................................................................................96

Figura 53 – Interação do fator ferramenta com a área das cavidades com θ=2°. ...102

Figura 54 – Interação do fator ferramenta com a área das cavidades, caso crítico

com θ=2°..........................................................................................................102

Figura 55 - Interação do fator ferramenta com a área das cavidades com θ=0°.....104

Figura 56 – Análise gráfica via superfície 3D das principais variáveis. ...................106

Figura 57 – Certificado de fornecimento do aço rápido M35 VILLARES.................120

Figura 58 – Radiografia da junta 1 obtida com a ferramenta 1 e VR=1000rpm. .....121


Figura 60 – Radiografia da junta 6 obtida com a ferramenta 2 e VR=250rpm. .......122

Figura 61 – Radiografia da junta 4 obtida com a ferramenta 3 e VR=250rpm. .......122



Figura 64 – Radiografia esquemática. Em A, largura da região ZTMA, em B, o

suporte de fixação, em C, o furo na saída da ferramenta, em D, a abertura

causada pela entrada da ferramenta, em E, a direção de soldagem. ..............124

xii

LISTA DE TABELAS

Tabela 1 - Condições de soldagem em função de parâmetros de processo, adaptado

de VILAÇA et al. (2005). ....................................................................................16

Tabela 2 – Parâmetros de soldagem utilizados no pré-teste de GIPIELA (2007). ....17

Tabela 3 – Parâmetros de soldagem de melhores resultados de GIPIELA (2007). ..17

Tabela 4 - Relações dimensionais da ferramenta FSW com a espessura da chapa

para ferramenta convencional............................................................................26

Tabela 5 – Propriedades das amostras função do pino (BOZ e KURT, 2004). .........37

Tabela 6 - Geometria do pino na soldagem de AA2014 (ZHAO et al. 2005).............38

Tabela 7 – Propriedades de materiais para ferramenta (MATWEB, 2008). ..............43

Tabela 8 – Composição química em massa do ABNT M35 (VILLARES, 2008)........44

Tabela 9 – Propriedades físicas do alumínio comparadas com o aço (ALCAN, 2001).

...........................................................................................................................48

Tabela 10 – Ligas de alumínio pela classificação da ABNT 6834 (ALCAN, 2001)....49

Tabela 11 – Fases, composição e observação para ligas 5XXX (ASM v3, 1995).....51

Tabela 12 – Composição % peso da liga 5052 (ASM v2, 2001). ..............................53

Tabela 13 – Percentual de elementos em peso na liga 5052 (NOVELIS, 2006). ......55

Tabela 14 – Propriedades mecânicas da liga 5052 (NOVELIS, 2006)......................55

Tabela 15 – Parâmetros de usinagem por fresamento. ............................................56

Tabela 16 – Parâmetro Rz das superfícies a unir. ....................................................57

Tabela 17 – Numeração e geometria das ferramentas FSW. ...................................60

Tabela 18 – Parâmetros do experimento. .................................................................63

Tabela 19 – Matriz do experimento repetida para θ de 0° e 2°. ................................64

Tabela 20 – Teste de penetração do pino e do suporte. ...........................................70

Tabela 21 – Resultado das radiografias para ensaios a θ=0° e θ=2°. ......................77

xiii

Tabela 22 – Valores de microdureza HV0,1 obtidos das identações das soldas

realizadas com as ferramentas 2 e 1 e θ=2°......................................................79

Tabela 23 – Valores de microdureza HV0,1 obtidos das identações das soldas

realizadas com as ferramentas 4 e 3 e θ=2°......................................................80

Tabela 24 – Resumo dos dados para microdureza das ferramentas 2 e 1. ..............81

Tabela 25 – Resumo dos dados para microdureza das ferramentas 4 e 3. ..............81

Tabela 26 – Valores de coeficiente de variação microdureza no nugget. .................82

Tabela 27 – Resumo dos dados para microdureza das ferramentas 2 e 1,

considerando divisão em lado de avanço, nugget e lado de recuo....................83

Tabela 28 – Resumo dos dados para microdureza das ferramentas 4 e 3,

considerando divisão em lado de avanço, nugget e lado de recuo....................83

Tabela 29 – Valores de microdureza HV0,1 obtidos das identações na região de

entrada da solda realizada com a ferramentas 1 a VR=250rpm a θ=2°.............87

Tabela 30 – Valores de microdureza HV0,1 obtidos das identações na região de

saída da solda realizada com a ferramentas 1 a VR=250rpm. ..........................88

Tabela 31 – Área de descontinuidades mensuradas nas soldas com θ=2°. .............91

Tabela 32 – Área de descontinuidades mensuradas nas soldas com θ=0°. .............91

Tabela 33 – Resultado da análise das imagens no software Image-Pro Plus 4.5,

onde B indica matriz e A dispersões. .................................................................95

Tabela 34 – Microdureza média do nugget nos experimentos para θ=2°. ................98

Tabela 35 – Análise de variância simples para microdureza do nugget para θ=2°. ..99

Tabela 36 - Análise de variância dupla para microdureza.........................................99

Tabela 37 – ANOVA simples para microdureza do lado de recuo para θ=2°..........100

Tabela 38 – ANOVA simples para microdureza do lado de avanço para θ=2°. ......100

Tabela 39 – Análise de variância dupla de cavidade para θ=2°..............................101

Tabela 40 – Análise de variância dupla para cavidade para θ=0°...........................101

Tabela 41 – Análise de variância para cavidade com θ=0° e θ=2°. .......................105

xiv

LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS

AA - Aluminium Association

ANOVA - Análise de Variância

ASME - American Society of Mechanical Engineers

ASTM - American Society for Testing Materials

AISI - American Iron and Steel Institute

ABNT - Associação Brasileira de Normas Técnicas

BPVC - Boiler and Pressure Vessel Code

FSW - Friction Stir Welding

GL - Grau de Liberdade

GMAW - Gas Metal Arc Welding (MIG/MAG)

GP - Guinier Preston

HB - Dureza Brinell

HRC - Dureza Rockwell C

HV - Dureza Vickers

MMC - Metal Matrix Composite (Compósito de matriz metálica)

MIG - Metal Inert Gas

MB - Metal de Base

NBR - Norma Brasileira

NIST - National Institute of Standardization and Testing

PCBN - Nitreto de Boro Cúbico Policristalino

QM - Soma dos Quadrados Médios

QW - Qualification Welding

SQ - Soma dos Quadrados

SSW - Solid State Welding

TLK - Terrace Ledge Kink

TWI - The Welding Institute (Instituto de Soldagem, Inglaterra)

TIG - Tungsten Inert Gas

ZTA - Zona Termicamente Afetada

ZTMA - Zona Termo-Mecanicamente Afetada

xv

LISTA DE SÍMBOLOS

ºC - graus Celsius

D - diâmetro do suporte

d - diâmetro do pino

E - aporte térmico Fx - força de reação no eixo x

Fz - força axial no eixo z

GPa - giga Pascal

H - hot

h - hora

J - Joule

kg - quilograma

kW - kilo Watt

kN - kilo Newton

mm - milímetro mm/ min - milímetro por minuto

m3 - metro cúbico

MPa - mega Pascal

M - rosca métrica

Mt - momento de torque

n - rotação

nm - nanômetro

Ps - pressão no suporte

Pv - pressão de vapor

P - potência

Q - quantidade de calor

rpm - rotação por minuto R - raio do suporte da ferramenta

r - raio do pino da ferramenta

t - espessura total de penetração da ferramenta

VS - velocidade de soldagem

xvi

VR - velocidade de rotação

W - Watt

σmax - limite de resistência à tração ou tensão máxima no ensaio de tração

σe - tensão de escoamento

ε - deformação específica

µ - coeficiente de atrito

µm - micrometro

τ - tensão de cisalhamento

θ - ângulo de inclinação

Capítulo 1 Introdução 1

1 INTRODUÇÃO

A soldagem das ligas de alumínio representa um desafio contínuo para a área

de fabricação em função da própria natureza do material, pois uma série de

restrições está associada ao mesmo, como: presença de camada de óxido de alto

ponto de fusão (2050°C); elevada condutividade térmica, em torno de seis vezes a

do aço; condutividade elétrica variável; contração na solidificação de 6% no volume;

elevada solubilidade de hidrogênio e outros gases quando no estado líquido e

susceptibilidade a trincas na solidificação para algumas de suas ligas (SQUILLACE

et al., 2004; ASM v.2, 1995; ASM v.6, 1995).

A demanda por novos materiais de baixo peso e alta resistência mecânica tem

levado ao desenvolvimento de novos métodos de união, motivando a aplicação da

soldagem por atrito de forma mais intensa, principalmente com o objetivo de

contornar a limitação das ligas de alto desempenho que, no geral, possuem

soldabilidade restrita por fusão. É o caso das principais ligas de aplicação

aeronáutica, como ligas de alumínio, ligas de níquel, ligas de titânio e união de

materiais de natureza química distintas, como aço e alumínio.

No entanto, em virtude da exigência por maior eficiência energética em todas

as áreas das indústrias envolvida na fabricação de meios de transporte, as ligas de

alumínio surgem como alternativa na substituição do aço no processo de redução de

peso e resposta à necessidade de menor consumo de energia (SATO et al., 2004).

Isso se deve ao fato das ligas de alumínio combinar baixo peso com elevada

resistência mecânica, o que permite sua utilização em componentes da estrutura ou

na composição exterior, também conhecido por frame (LEE et al., 2003).

1.1 Apresentação do Problema

As ligas de alumínio podem ser unidas por várias técnicas de soldagem

pertencentes ao grupo de processos de união por fusão ou estado sólido, porém

alguns fatores como óxido de elevado ponto de fusão e trincas na solidificação

limitam a soldabilidade das mesmas (ASM v.2, 1995). Dentre as técnicas disponíveis


para soldagem de alumínio por fusão, há os processos de soldagem baseados em

arco elétrico, feixe de elétrons e por laser. Em princípio, existe uma forma alternativa

para a superação dos obstáculos, que é a utilização de processos de soldagem no

estado sólido (COOK et al., 2004), como é o caso do processo FSW (Friction Stir

Welding), que vem se tornando um campo de pesquisas de grande potencial,

principalmente desde o surgimento do processo na Inglaterra em 1991 no TWI (The

Welding Institute) e seu respectivo registro de patente (KALLEE et al., 2001; JOHN

et al., 2003).

No processo FSW, por não haver fusão, evitam-se problemas que ocorrem

durante o processo de mudança de fase, permitindo a obtenção de microestruturas

com propriedades mecânicas em muitos casos superiores às obtidas por processos

convencionais (MISHRA, 2003). Esta aplicação é interessante para as séries de

ligas de alumínio termicamente tratáveis, que têm sua resistência aumentada pela

formação de precipitados de fases, como: 2XXX, 6XXX, 7XXX e 8XXX, onde

algumas têm baixa soldabilidade por fusão, como ligas da série 2XXX e 7XXX de

utilização pela área aeronáutica (PAO et al., 2001; SUTTON, et al., 2002).

Por outro lado, o FSW também é um processo interessante para as séries de

ligas trabalháveis onde o aumento de resistência mecânica é obtido pela

deformação mecânica a frio, tais como: 1XXX, 3XXX, 4XXX e 5XXX, em função de

benefícios como aumento da resistência à fadiga e menor nível de tensão residual

(WILLIANS, 2001; ASM v.2, 1995).

Neste sentido, cada liga em particular a ser unida no estado sólido pelo

processo FSW demanda um projeto específico de ferramenta e uma determinação

de parâmetros exclusiva para cada situação, sendo que a correlação entre

ferramenta e resultado desejado é complexa, conforme já verificado por BUFFA et

al. (2006) e PRADO et al. (2003).

O processo FSW possui diversas variáveis e, por ser um processo de

soldagem relativamente novo, inclusive não possuindo ainda uma tradução padrão

aceita na língua portuguesa, o mesmo representa um campo de estudo no processo

e na tecnologia de ampla diversidade, conforme estudos de MISHRA (2003) e ZHAO

et al. (2005), nos quais também é considerada a necessidade de mais pesquisas

que envolvam a variável ferramenta e seus efeitos na soldagem resultante.


1.2 Objetivo

Verificar a relação entre a variável de processo ferramenta, via alteração de

geometria, combinado com o conjunto de parâmetros velocidade de rotação,

velocidade de soldagem e inclinação da ferramenta, visando à obtenção de soldas

na liga de alumínio 5052-F que apresentem menor nível de descontinuidades do tipo

cavidade.

1.3 Resultados Esperados

A partir do desenvolvimento de alguns perfis da ferramenta FSW por meio da

variação de geometria das partes principais, pino (pin) e suporte (shoulder), será

realizada uma gama de ensaios utilizando quatro geometrias de ferramenta. Destas,

as amostras aprovadas pelo critério de aceitação da ASME BPVC seção IX parte

QW, serão utilizadas em ensaio mecânico de dureza, permitindo conhecer a

interação entre a variável ferramenta e a obtenção de soldas com menor presença

de cavidades no interior da solda para um intervalo de parâmetros selecionados com

base nos estudos de GIPIELA (2007) e da literatura.

Os dados obtidos servirão também como contribuição à linha de estudo da

interação entre as variáveis fundamentais do processo com as propriedades

mecânicas finais da junta, no caso, mapeamento de dureza na região da solda.

1.4 Justificativa

Muitas pesquisas estão sendo desenvolvidas na área de união de ligas de

alumínio utilizando o processo FSW, porém poucos são os estudos disponíveis na

literatura no ramo de verificação das propriedades mecânicas como dureza, tensão

de escoamento e resistência ao dobramento. Também não tem sido considerada a

presença de descontinuidades, principalmente quando se trata da alteração de


propriedades e presença das mesmas em função da alteração de parâmetros de

processo, seja da forma geométrica da ferramenta, ou de parâmetros como

velocidade de soldagem e rotação da ferramenta, além da própria inclinação.

Nas pesquisas desenvolvidas por BUFFA et al. (2006) na liga 7075 com

intenção de avaliar o efeito da geometria do pino da ferramenta, bem como a

desenvolvida por ZHAO et al. (2005) também analisando o efeito da geometria do

pino na soldagem da liga 2014, os mesmos argumentam sobre a falta de estudos

nas quais se combinem interações entre geometria das partes da ferramenta com

diferentes parâmetros de processo.

Com relação à escolha da liga, buscou-se selecionar uma que tivesse

disponibilidade, utilização no mercado nacional e poucos estudos relativos à mesma,

o que contribuiu para a seleção da liga 5052-F, pertencente à família de ligas de

alumínio trabalháveis não-tratáveis termicamente, como base para uma pesquisa

sem fins comerciais.

O trabalho também é uma continuidade na linha de pesquisa de união por atrito

do laboratório LASAT – UTFPR do Campus Curitiba, a qual teve início na soldagem

por meio do processo FSW pelos estudos desenvolvidos por GIPIELA (2007), em

sua dissertação de mestrado.

Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 5

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

2.1 Soldagem

Os processos de soldagem e união de materiais são essenciais ao

desenvolvimento de produtos manufaturados, entretanto estes processos acabam

sendo responsáveis por uma parcela do custo do produto. A forma de unir um

material depende de sua aplicação, como no caso das ligas de alumínio utilizadas

em larga escala pela indústria aeronáutica. As junções podem ser realizadas por

meio de adesivos, fixação mecânica ou soldagem. Contudo, a utilização em larga

escala estará vinculada aos custos resultantes da utilização de cada processo (ASM

v6, 1995).

Os métodos de união de materiais podem ser divididos em duas categorias,

sendo os baseados em ação de forças macroscópicas entre as partes a unir, que é o

caso da união por rebites e parafusos, e os baseados em forças microscópicas

(interatômicas e intermoleculares), como é o caso da soldagem (MARQUES et al.,

2005).

Considerando o processo de fabricação por soldagem, o mesmo ainda é

dividido em dois grandes grupos, baseado nas maneiras de superar os obstáculos

referentes à união dos materiais. Estes dois grupos são os processos de soldagem

por fusão e/ ou por pressão ou deformação. O primeiro consiste na fusão localizada

das peças, na região da união e do metal de adição, quando utilizado, produzindo a

ligação através da solidificação do metal fundido. O segundo consiste na aplicação

de pressão elevada para deformar a superfície de modo que a distância entre as

superfícies a serem unidas seja reduzida à ordem atômica propiciando o

estabelecimento de ligações metálicas em quantidade suficiente para caracterizar

uma união metalúrgica. No grupo de soldagem por pressão, o calor é utilizado para

facilitar a deformação dos materiais envolvidos (MARQUES et al., 2005).

A formação de uma junta soldada pode ocorrer através da colocação de duas

superfícies em contato a uma distância suficientemente pequena para formação de

uma ligação permanente. Entretanto isto não ocorre para duas peças metálicas,

exceto em condições específicas, devido à presença de obstáculos que impedem


este contato perfeito, como por exemplo, a contaminação da superfície. Além disso,

por melhor que seja o acabamento superficial, há o fator rugosidade, que para o

caso de acabamento por polimento, por exemplo, as irregularidades possuem uma

ordem de altura de 50nm ou 200 camadas atômicas, além do que, na superfície

existem óxidos, umidade, óleo de proteção ou gordura, poeira e afins, o que impede

um contato real, prevenindo a formação de ligação e conseqüentemente da solda

(ASM v6, 1995; MARQUES et al., 2005).

2.1.1 Processos de soldagem

A quantidade de processos de soldagem já desenvolvidos mostra a amplitude

desta área de fabricação, pois a mesma é exigida a fornecer resposta a união de

novos materiais que a indústria desenvolve em função dos desafios de projeto

impostos pela tecnologia, sendo que junto também aumenta os requisitos de

resistência mecânica da união e da qualidade do processo (EAGAR, 1990).

O grupo de processos de interesse neste estudo é a soldagem no estado

sólido (SSW), onde é localizado o processo de soldagem por Friction Stir Welding, o

qual foi desenvolvido a partir de uma variante da soldagem por atrito convencional,

aplicado de forma mais intensa em soldagem de peças que geometricamente são

sólidos de revolução.

A utilização de processos de união por atrito está baseado na eficiência da

fonte termo-mecânica. No contexto histórico, onde o atrito foi utilizado para gerar

calor, conformar e permitir a soldagem, são verificadas algumas aplicações desde a

década de 1950, com origem na Rússia. Entretanto a aplicação em escala mundial

ocorreu em 1960 devido às necessidades da indústria automobilística da época

(NICHOLAS, 2003).

O que deve ser considerado no grupo de processos de soldagem por atrito é

a possibilidade de obter um produto de união no estado sólido, sem ocorrência de

fusão, contornando as limitações de materiais que possuem soldabilidade restrita

devido às etapas de fusão e solidificação.


Um fato importante estendeu as aplicações da soldagem por atrito, quando

em 1991, Thomas Wayne, do instituto TWI, desenvolveu e patenteou o processo

FSW. Para o caso de ligas de alumínio, o processo FSW permite a soldagem no

estado sólido de chapas de espessuras entre 1,6 e 75 mm, combinando operações

mais simples e vantagens adicionais comparado com técnicas tradicionais de

soldagem (NICHOLAS, 2003; TWI, 2007).

Também podem ser unidos outros materiais, como: ligas de aço baixo e

médio carbono, aço inoxidável, ligas de latão, ligas de magnésio, ligas de níquel,

ligas de titânio, ligas de cobre e polímeros. A aplicação de ferramentas especiais já

permite a viabilidade da união de materiais com espessuras menores do que 1,6 mm

pelo processo FSW, porém, independente do material, tem-se como limitação

principal o projeto da junta, pois a mesma deve ter configuração de topo.

(NICHOLAS, 2003; TWI, 2008).

2.1.2 Características dos processos de soldagem por atrito

A soldagem por atrito utiliza fundamentos do contato entre superfícies

abordadas pela tribologia, onde a superfície de um sólido representa uma forma de

matéria mais complexa do que um simples plano. As irregularidades e

características de uma superfície real influenciam as reações químicas que ocorrem

quando do contato com meio fluidos lubrificantes ou não, enquanto o parâmetro

rugosidade controla o mecanismo de contato entre sólidos e o desgaste

(STACHOWIAK e BATCHELOR, 2000).

No contato entre sólidos, a rugosidade formada por picos e vales de uma

superfície resulta em pequena quantidade de asperezas em contato real a nível

microscópico, que equivale a 30% da área de contato aparente macroscópica.

Contudo, se ocorrer um aumento da força sobre as superfícies em contato, ocorre

um incremento do contato real, onde o aumento do carregamento é balanceado por

mais contato entre asperezas (STACHOWIAK e BATCHELOR, 2000).


Uma superfície, se considerada a uma escala nanométrica, é um arranjo de

átomos em duas dimensões, onde os átomos seriam esferas rígidas com um grau de

organização no espaço em análise, conforme Figura 1. Para formar um plano

perfeito, os índices dos planos cristalográficos devem estar orientados para permitir

à última camada atômica estar paralela a um plano de interface, mas isto é difícil, o

que se tem usualmente são planos inclinados, resultando uma série de superfícies

quase planas, conhecidas por terraços ou TLK (terrace ledge kink). Logo o contato

superficial é limitado pela própria morfologia, onde átomos que formam a camada

mais externa possuem ligações químicas insatisfeitas, devido estarem ligados a um

menor número de átomos adjacentes, resultando em facilidade para ocorrência de

reações químicas na superfície (STACHOWIAK e BATCHELOR, 2000).

Figura 1 – Superfície a escala nanométrica (STACHOWIAK e BATCHELOR, 2000).

Muitos materiais quando colocados em contato com outro sólido podem sofrer

adesão se as asperezas da superfície forem suficientemente deformadas no contato

real para formação de novas ligações químicas. Em geral, a adesão não ocorre pela

presença de camadas de contaminantes como: óleo, gordura, poeira, óxidos do

contato da superfície com a atmosfera e devido às irregularidades superficiais. A

adesão também depende do tipo de estrutura cristalina, da força aplicada nas

superfícies em contato, da reatividade química e da dureza superficial (MARQUES et

al., 2005; STACHOWIAK e BATCHELOR, 2000; OOSTERKAMP et al., 2004).

Os mecanismos para soldagem no estado sólido podem variar, mas os

processos de soldagem baseado neste grupo são realizados sob condições de


extensa variação de temperatura, pressão e deformação, isto dificulta a proposta de

uma teoria simples de união, entretanto a formação da solda no estado sólido está

relacionada com três fatores básicos, sendo: formação de novas ligações químicas,

processo de deformação e rompimento das camadas de óxido e contaminação

(OOSTERKAMP et al., 2004).

Segundo OOSTERKAMP et al. (2004), para a formação de novas ligações

químicas primárias entre a maioria dos metais é necessário um contato entre

asperezas a distâncias menores que 1nm, onde para se obter este contato entre

duas superfícies é necessário um processo de deformação que ultrapasse a tensão

de escoamento, que para metais com superfícies limpas, uma deformação de 10%

seria suficiente, porém como no caso do alumínio, devido à presença natural de

óxido na superfície, são necessários maiores níveis de pressão e deformação para a

obtenção de asperezas livres de óxido, sendo estimado a necessidade de 40% de

deformação a temperatura ambiente.

Nos processos de soldagem por atrito, o calor que facilita o processo de

deformação é obtido através da conversão de energia mecânica em energia térmica

na interface das amostras. Em uma soldagem por atrito convencional, o atrito é

obtido através do contato de uma peça estacionária com outra em movimento de

rotação, sob incremento da pressão de contato, o que causa elevação da

temperatura e facilita a deformação na interface, na seqüência, após cessar a

rotação é aplicada uma força de forjamento para finalizar o processo de soldagem

(YILBA et al., 1995). Então, basicamente os processos de soldagem por atrito

envolvem: geração de calor por atrito, dissipação de calor, deformação plástica do

material e processos de interdifusão química (ASM v6, 1995).

A base da soldagem por atrito é o movimento relativo entre duas superfícies,

sendo dividida basicamente em dois métodos, por atrito direto e por atrito inercial.

No método de soldagem por atrito direto, também chamado de método russo, o

equipamento tem semelhanças com um torno possuindo controle de força axial,

onde o ciclo de soldagem consiste em uma fase de atrito e geração de calor, outra

de parada do movimento rotativo e por fim uma última etapa de forjamento. Na

soldagem por atrito inercial chamado de método americano, a peça é acoplada a um

volante rotativo que controla a energia de soldagem, onde a força axial aplicada


resulta em redução da rotação do volante, sendo o ciclo de soldagem constituído de

dois estágios, atrito e forjamento (ASM v6, 1995).

2.2 Soldagem pelo Processo Friction Stir Welding

É um processo de união no estado sólido por atrito, autógeno, no qual uma

ferramenta não-consumível cilíndrica com um pino, em rotação, é pressionada

contra as partes a unir, onde a rotação promove, através de atrito ferramenta-peça, a

geração de calor, que facilitará o escoamento de material no deslocamento da

ferramenta sobre a peça, resultando em união devido a mecanismos mecânicos de

extrusão e forjamento (PEEL et al, 2003; GHARACHEH et al., 2006). Uma ilustração

esquemática do processo pode ser visualizada na Figura 2.

A ferramenta de forma cilíndrica possui um suporte (shoulder) que, junto com o

pino (pin/probe), atrita sob uma velocidade de rotação (VR) com as superfícies,

gerando calor e deformação. Este calor deve ser suficiente para facilitar a

deformação localizada das duas junta, cuja combinação com o movimento de

avanço (VS) da ferramenta ao longo da linha de união, que é o eixo x do sistema de

coordenadas, resulta na soldagem (CHEN, 2003).

Figura 2 – Esquema do processo FSW (ULYSSE, 2002).


O resultado é uma solda autógena inteiramente no estado sólido, com uma

temperatura de trabalho que não excede 80% da temperatura de fusão da liga (LI et

al., 1999). O material tem sua resistência mecânica reduzida pelo calor, através da

redução da tensão de escoamento, facilitando assim o escoamento, também

chamado de fluxo plástico de material, onde o movimento faz com que o pino da

ferramenta conduza o material numa combinação de extrusão e forjamento gerado

pelo suporte ao longo da junta, resultando na solda (PEREIRA, 2004; ERICSSON e

SANDSTROM, 2003).

Um lado da solda obtida é o de avanço ou progressão, enquanto o outro é o de

recuo ou retratado. O lado de avanço corresponde ao lado onde a velocidade de

rotação (VR) da ferramenta possui a mesma direção que a velocidade de soldagem

(VS) conforme pode ser visualizado na Figura 3, porém no lado de recuo para um

ângulo θ=180˚ considerando rotação no sentido anti-horário, a velocidade de rotação

da ferramenta é oposta a velocidade de avanço, resultando um fluxo de material do

lado de avanço em direção ao de recuo (PEREIRA, 2004; VILAÇA et al., 2005).

Figura 3 – Lado de avanço e recuo no processo FSW (VILAÇA et al., 2005).

A movimentação do material permite a ocorrência do fenômeno chamado de

transporte de material de um lado para outro da junta, o qual dá origem a uma

microestrutura com grande homogeneidade. A região delimitada pela linha A-B

tangente ao pino no lado de recuo na Figura 3, indica o limite do lado que recebe


maior quantidade de calor em função de trabalho de deformação e atrito segundo os

estudos de VILAÇA et al. (2005).

2.2.1 Vantagens e desvantagens do processo fsw

Muitas são as vantagens exibidas por este processo de soldagem, conforme

observado por AMÂNCIO FILHO (2002), WILLIANS (2001) e CAVALIERE et al.

(2005), em que as propriedades obtidas na soldagem se comparam e muitas vezes

superam as soldas obtidas por processos convencionais por fusão, como MIG (Metal

Inert Gas) e TIG (Tungsten Inert Gas) para ligas de alumínio.

Outras vantagens da utilização deste processo segundo WILLIANS (2001) são:

- Boa resistência mecânica e a fadiga

- Alta qualidade estrutural

- Baixa distorção pós-soldagem

- Ausência de porosidade

- Microestrutura refinada

- Sem produção de fuligem ou exalação de gases

- Sem necessidade de utilização de metal de adição

- Sem necessidade de gás de proteção, exceto para casos de aço ao carbono e aço

inoxidável, conforme OZEKCIN et al. (2004) e PARK et al. (2003).

No entanto o processo também apresenta algumas limitações, como:

necessidade de sistemas de fixação de elevada rigidez com placa de apoio

(backing) para cada tipo de junta a unir, equipamento de soldagem de baixa

flexibilidade, não portátil e de elevado custo, ferramenta específica para cada

conjunto de ligas a unir, tempo elevado para preparação da máquina por união,

difícil determinação de parâmetros, furo na peça ao fim da soldagem e presença de

revestimento na chapa (TWI, 2005; WILLIANS, 2001; ROSATO JÚNIOR, 2003).

O processo FSW possui aplicações em componentes de pequenas ou grandes

dimensões, como por exemplo: elementos de refrigeração, ventilação e motores

elétricos, longos painéis da indústria naval, vagões de trem e locomotivas, estruturas

offshore, construções de pontes e aplicações aeroespaciais (ERICSSON, 2003).


2.2.2 Regiões da solda

A macroestrutura obtida na soldagem pelo processo FSW possui diferenças em

relação às obtidas em processos de soldagem por fusão. Ela é dividida conforme

ilustração da Figura 4, resultado de um corte transversal em relação ao eixo de

soldagem x da Figura 2. Os estudos de FRATINI e BUFFA (2005) realizados em

uma liga de alumínio 6082 considera as regiões presentes padrões como:

• Região A – Metal de Base (MB): região não afetada pelo calor ou deformação

induzida pela ferramenta de soldagem;

• Região B – Zona Termicamente Afetada (ZTA): região afetada pelo ciclo

térmico durante a soldagem, o que leva a modificação microestrutural e de

propriedades mecânicas, porém sem deformação plástica residual na

microestrutura;

• Região C – Zona Termo-mecanicamente Afetada (ZTMA): nesta área o

material foi plasticamente deformado pela ferramenta e o fluxo de calor

resultante exerceu algum tipo de influência no material que está próximo a

área de atrito e de material extrudado. No caso do alumínio, a recristalização

não ocorre nesta zona, apesar de existir uma extensiva deformação presente;

• D – Nugget: é a região central da solda localizada dentro da ZTMA onde ocorre

a recristalização, também chamada lente de soldagem, em que grãos

originais e contornos de subgrãos favorecem a formação de finos grãos

equiaxiais oriundos de recristalização. Esta região é denominada de zona

dinamicamente recristalizada, o que acaba resultando em alterações de

propriedades mecânicas.

• E – Swirl zone: é a região que eventualmente aparece no lado de avanço da

solda no limite entre a ZTMA e a ZTA, quando ocorre escoamento turbulento

de material formando um vórtice entre a ZTMA e a ZTA (ATTALLAH e

SALEM, 2005).

A recristalização dinâmica que ocorre Na região do nugget pode ser atribuída

aos fenômenos envolvidos no trabalho a quente do material (JATA e SEMIATIN,


2000; SATHIYA et al., 2005), que no caso da união por FSW é devido à ação

combinada do suporte e pino da ferramenta como fontes geradoras de calor por

atrito e deformação plástica simultaneamente (FRATINI e BUFFA, 2005)

Figura 4 – Regiões de uma solda FSW , plano y-z (adaptado de ATTALLAH e SALEM, 2005).

Segundo KOU (1987), o fenômeno da recristalização para a maioria das ligas

metálicas ocorre a uma temperatura em torno de 40% a 50% da temperatura de

fusão em Kelvin, mas esta temperatura de recristalização pode ser afetada pela

quantidade de deformação plástica e pela composição da liga.

Por sua vez SU et al. (2003) em seus estudos preferem dividir a região termo-

mecanicamente afetada em outras duas partes, ZTMA I e ZTMA II, onde os estudos

de evolução microestrutural foram realizados em liga de alumínio 7050 – T651

unidas pelo processo FSW.

A região denominada de ZTMA II é a microestrutura que estaria em contato

direto com o nugget, enquanto a ZTMA I é a região entre ZTA e ZTMA I. Essa

divisão de regiões proposta por SU et al. (2003) pode ser visualizada na Figura 5.

Segundo os estudos de SU et al. (2003), a região denominada de ZTMA I é a

que possui uma estrutura altamente deformada, onde ocorreu crescimento de sub-

grãos, que são, segundo DIETER (1981), contornos de grão de baixo ângulo de

contorno, alongados a partir do metal base, além disso, essa região possui grãos

com elevada densidade de discordâncias, o que sugere que o processo de

recuperação ocorre parcialmente.

Dimensão do suporte

E ABCD

Lado de avanço

Lado de recuo


MB ZTA ZTMA NUGGETI II

Figura 5 – Divisão esquemática das regiões da solda (adaptado de SU et al., 2003).

Enquanto a região denominada de ZTMA II possui grãos recuperados

equiaxiais, que se caracterizam por baixa densidade de discordâncias. Durante o

processo de recuperação dinâmica, não há evidências de grãos com elevado ângulo

de contorno na região de escoamento de material, devido ao movimento do pino.

Para ligas de alumínio nas quais ocorre endurecimento por precipitação, como

uma 7050–T651 do estudo de SU et al., (2003), uma complexa seqüência de

precipitação ocorre na região ZTMA e na região central (nugget) em função da

distribuição do perfil de temperatura atingido e do trabalho mecânico, gerando

alterações significativas de propriedades mecânicas, logo se torna interessante a

divisão da ZTMA com o objetivo de melhor avaliar os efeitos da formação de

precipitados nestas regiões.

2.2.3 Variáveis

Diversas variáveis estão envolvidas na soldagem pelo processo FSW, podendo

ser divididas em: tipo de junta, natureza do material a ser unido, máquina-

ferramenta, ferramenta de soldagem e parâmetros de processo. As variáveis

segundo JATA (2000) possuem influência na microestrutura resultante da soldagem,

porém algumas, como as de processo, são de difícil correlação.

A partir da determinação dos parâmetros corretos de processo, a operação de

união via FSW é simplificada. Os mais importantes parâmetros de processo são

(ERICSSON e SANDSTROM, 2003; JAMES et al., 2005):


- Velocidade de soldagem (VS)

- Velocidade de rotação da ferramenta (VR)

- Força axial no eixo z (Fz)

- Força de avanço no eixo x (Fx)

- Penetração da ferramenta

- Ângulo de inclinação da ferramenta no eixo z (θ)

Para a obtenção de uma solda de boa qualidade, estes parâmetros devem ser

determinados e combinados individualmente para cada liga, espessura de material,

formato de ferramenta com respectivas dimensões e tipo de equipamento utilizado.

Dentre as variáveis de processo citadas, velocidade de soldagem e de rotação

possuem destaque por auxiliarem na definição das condições de soldagem FSW, as

quais são divididas em: a quente, a frio ou uma situação intermediária (SUTTON et

al., 2003; CEDERQVIST e REYNOLDS, 2002). Nos estudos realizados por VILAÇA

et al., 2005, foi considerada a razão numérica entre as duas variáveis de processo

como condição para definir a soldagem em função da quantidade de calor gerada

pelo trabalho de atrito e deformação, sendo: a quente, intermediária e a frio. As

condições podem ser observadas na Tabela 1.

Tabela 1 - Condições de soldagem em função de parâmetros de processo, adaptado de VILAÇA et al. (2005).

Condição de soldagem Razão das variáveis (VR / VS)

A quente VR/ VS ≥ 4

Intermediária 2 ≤ VR/ VS ≤ 4

A frio VR/ VS ≤ 2

Então a quantidade de calor em função das variáveis de processo também é

um tema de interesse do processo FSW, a qual pode ser prevista através de

cálculos que serão discutidos na seqüência.


Dos parâmetros de processo, a velocidade de soldagem e a de rotação podem

assumir valores muito distintos em função da espessura do material e da liga que

está sendo unida, bem como dos requisitos de propriedades mecânicas buscadas.

Um exemplo de uma larga faixa de parâmetros VR x VS é a que foi determinada nos

ensaios preliminares de GIPIELA (2007), a qual está representada na Tabela 2, para

uma ferramenta convencional de suporte plano e pino cilíndrico na soldagem de uma

liga 5052-F de espessura 6,35mm.

Tabela 2 – Parâmetros de soldagem utilizados no pré-teste de GIPIELA (2007).

VR (rpm) VS (mm/min) 2000 80 112 160 224 315 450

1400 80 112 160 224 315 450

1000 80 112 160 224 315 450

740 80 112 160 224 315 450

500 80 112 160 224 315 450

355 80 112 160 224 315 450

250 80 112 160 224 315 450

180 80 112 160 224 315 450

Os valores dos parâmetros VR e VS apresentados na Tabela 2 estão

associados às características da fresadora convencional utilizada, sendo que no

caso da seleção de um equipamento CNC que aceita programação numérica, o

intervalo de combinações VR x VS passa a ser muito grande.

Após finalização dos ensaios com os parâmetros da Tabela 2, a melhor

combinação compôs o envelope operacional da Tabela 3, o qual foi executado

considerando também a variável inclinação de ferramenta, para valores de 0º e 2º.

Tabela 3 – Parâmetros de soldagem de melhores resultados de GIPIELA (2007).

Parâmetros de soldagem Nível alto Nível baixo VR (rpm) 250 180

VS (mm/min) 450 112


Dos resultados obtidos por GIPIELA (2007) indicados na Tabela 3, por meio do

relacionamento dos parâmetros de soldagem (VR, VS e θ) com a geração da

descontinuidade tipo cavidade, chegou-se à conclusão de que o parâmetro

velocidade de soldagem no nível baixo, de 112mm/min apresentava a menor

geração de defeitos, enquanto para o parâmetro VR não foi possível estabelecer

uma relação clara com a área transversal de cavidade, indicando interferência de

mais fatores. Também foi verificado com relação à inclinação de ferramenta, que

amostras obtidas com ferramenta a 2°, apresentaram menor área de cavidade que

as obtidas sem inclinação, a 0°, apesar de todas as amostras exibirem a presença

da cavidade, verificada por raio-x.

Com relação à quantidade de calor gerada em função dos parâmetros de

processo FSW, os estudos de POTOMATI (2006) levam de forma empírica a

Equação 2.1 que relaciona as principais variáveis do processo.

Eq. 2.1

Onde:

Q – quantidade de calor [J]

VR – velocidade de rotação [rad/s]

R– raio do suporte da ferramenta [m]

r – raio do pino da ferramenta [m]

Fz – força axial [N]

Na pesquisa desenvolvida por THREADGILL e NUNN (2003), foi considerado

que a quantidade de calor gerado na interação do suporte da ferramenta com o

plano superior da junta poderia ser quantificado pela Equação 2.2, também

dependente das principais variáveis de processo.

Eq. 2.2

( )( )( )rR

rrRRFzVRQ

+∗

+∗+∗∗∗=

45

22π

3

3RVRQ y ∗∗∗=

σπ


Onde:

Q – quantidade de calor [J]

σy – tensão limite de escoamento do material na temperatura de soldagem [MPa]


R – raio do suporte da ferramenta [m]

Enquanto nos estudos de DEQING e SHUHUA (2004), o calor gerado pode ser

calculado com base na Equação 2.3.

Eq. 2.3

Onde:

E – aporte térmico [J/m]

µ – coeficiente de atrito

Ps – pressão no suporte [Pa]


D – diâmetro do suporte [m]

d – diâmetro do pino [m]

As três equações (2.1, 2.2 e 2.3) servem para fazer uma previsão da

quantidade de calor fornecido às juntas, caso seja necessário fazer um comparativo

com outro processo de soldagem. Conforme já verificado por JÚNIOR (2003), a

determinação do aporte térmico para o processo de união via FSW não é um

processo simples, em função da determinação da eficiência do processo e das

perdas de energia envolvidas, sendo as principais por condução e convecção na

região da solda e na peça (COLEGROVE e SHERCLIFF, 2005; ZHU e CHAO,

2004), desta forma, as equações fornecidas podem ser utilizadas somente para uma

previsão da quantidade de calor gerada ou fornecida a junta.

( )( )dD

ddDDVRPsE+∗+∗+

∗∗∗∗=45

22

µπ


Outra variável de processo importante a ser considerada é o ângulo de

inclinação da ferramenta (θ), normalmente referenciado ao eixo vertical z, o qual é

perpendicular a superfície das chapas que estão sendo unidas. Esta inclinação

ocorre no sentido da soldagem, conforme pode ser verificado na Figura 6.

Um efeito verificado da inclinação da ferramenta com relação ao eixo z, até

determinados valores, é a melhor consolidação da soldagem em função do aumento

do esforço de forjamento realizado pelo suporte da ferramenta, especificamente na

sua região traseira, auxiliando a reduzir a presença de descontinuidade por falta de

material na lente de soldagem (DAWES e THOMAS, 1999).

Figura 6 - Inclinação da ferramenta com relação ao eixo z de 4º.

Diversos pesquisadores realizaram estudos com a ferramenta inclinada para

valores entre 1,5 e 4,5°, dentre eles: ZHAO et al. (2005), com ferramenta inclinada a

2°, CHEN et al. (2006), com inclinação variando em intervalos de 0,5° para valores

entre 1,5 a 4,5°, LIU et al. (2005), para inclinação de 3°, além de JAMES et al.

(2005), com inclinação de 2,5°.

A variável inclinação da ferramenta em combinação com demais parâmetros é

também uma fonte geradora de defeitos na soldagem, como verificado por CHEN et

al. (2006), em estudos conduzidos na liga de alumínio 5056 mantendo constante

velocidade de rotação e de soldagem, além da ferramenta. Para a condição de

ferramenta inclinada a 2°, apesar de não exibir o melhor resultado em propriedades

mecânicas, o que ocorreu para valores de inclinação tendendo a 3,5°, foi uma

condição em que a solda obtida não apresentou falta de material na lente de

soldagem, caracterizando uma solda de boa qualidade.


2.2.4 Equipamento

As máquinas ou equipamentos utilizados na soldagem pelo processo FSW

podem ser divididas em máquinas dedicadas, máquinas fresadoras modificadas e

máquinas fresadoras sem alterações utilizadas também em usinagem.

No caso de máquinas dedicadas, tem-se robôs desenvolvidos ou adaptados

para esta utilização especifica, onde é necessário suportar elevados valores de força

axial, com vantagens de controle sobre os movimentos linear ou rotativo

desenvolvidos, pressão aplicada pela ferramenta contra a peça e rigidez do conjunto

elevada, tornando este equipamento interessante para verificar influência das

variáveis de processo, devido ao bom controle das variáveis (SRINIVASAN et al.,

2005; PEREIRA et al., 2004; COOK et al., 2004 ).

Outro tipo de máquina dedicada possui concepção semelhante a fresadoras,

sendo a distinção em função da robustez e das partes móveis, onde neste tipo de

equipamento, quem se movimenta é o conjunto do eixo-árvore (eixos x, y e z) onde

está montada a ferramenta FSW, enquanto a peça fixada em dispositivo se mantém

na mesma posição. Nas fresadoras, quem se movimenta é a mesa onde está

montada a junta a unir fixada por dispositivo próprio, enquanto a ferramenta só

possui em geral movimento de avanço no eixo z, de penetração contra a junta. Um

equipamento dedicado comercial e patenteado pode ser visualizado na Figura 7.

A soldagem pelo processo FSW executada utilizando um equipamento

dedicado, como ilustrado na Figura 7, permite bom controle das variáveis de

processo, o que proporciona a obtenção da melhor condição possível de união e

conseqüente aproveitamento de todas as vantagens oferecidas por este processo.

Em geral, os equipamentos utilizados na soldagem pelo processo FSW são

fresadoras convencionais ou CNC, em função da disponibilidade e custo,

principalmente em condição de pesquisa e experimentos, onde equipamentos

convencionais possuem larga utilização em função da robustez e torque requisitados

(COOK et al., 2004).


Figura 7 - Equipamento dedicado para FSW (ESAB, 2006).

As fresadoras são classificadas pela construção e orientação do eixo-árvore

também conhecido por spindle em relação à mesa de trabalho, onde a primeira

divisão aparece em função do eixo-árvore estar na posição horizontal (paralelo à

mesa) ou vertical (perpendicular a mesa), ou em casos especiais de equipamentos

de eixo angular. O mais comum é a utilização de máquinas que possuem eixo

vertical, que dá origem as fresadoras verticais, porém há também alguns casos de

máquinas que possuem mais que um eixo e que operam simultaneamente (ASM

v16, 1995).

Em relação ao tipo de construção, as fresadoras podem ser classificadas em:

tipo coluna e console (knee-and-column), base integral fixa (bed type), plana (planer)

e especiais. As fresadoras construídas com base em uma coluna, são projetadas

para uso geral, podendo trabalhar grande diversidade de superfícies. As fresadoras

de coluna por sua vez são classificadas em: plana, universal, vertical, horizontal, de

cabeçote rotativo (turret) e fresadora universal (ram type). A principal limitação das

fresadoras de coluna é a menor rigidez do conjunto, pois a máquina possui, em


função da construção, três ou quatro juntas com movimento de deslizamento, o que

torna o conjunto susceptível à flexão sob esforço de usinagem. Logo, para evitar

problemas, os equipamentos são projetados para utilização dentro de limitações

impostas por avanço, velocidade e profundidade de corte (ASM v16, 1995).

Na Figura 8 tem-se uma ilustração de uma fresadora de coluna tipo vertical,

que possui movimento da mesa nos eixos x, y e z além de movimento de rotação da

ferramenta em torno do eixo z imposto pelo eixo-árvore. A mesma idéia construtiva é

utilizada no centro de usinagem vertical de três eixos (MACHADO, 1987).

Há também os centros de usinagem que em construção são semelhantes aos

equipamentos convencionais, porém diferenciadas em função de sua alta

produtividade e flexibilidade, devido ao controle via comando numérico. São

equipamentos de elevada repetibilidade nas operações, obtenção de tolerâncias

mais fechadas, menor dependência de operador e de fácil integração em linhas de

produção automatizada (MACHADO, 1987).

Figura 8 – Fresadora de coluna vertical (ASM v16, 1995).


No caso da soldagem pelo processo FSW, a potência requerida para acionar

uma ferramenta possui relação com o fresamento, porém a ferramenta não possui

aresta cortante. Dos estudos desenvolvidos por NUNES et al. (2000), baseados na

interação entre ferramenta e peça, a potência necessária ao acionamento pode ser

prevista em função do momento de torque e rotação de trabalho, onde o momento

pode ser determinado pela Equação 2.4 e a potência pela Equação 2.5.

τπ∗⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ ∗∗+∗

∗= 3

23 313 R

trRMt Eq. 2.4

Onde:

R – raio do suporte da ferramenta [m]

r – raio do pino da ferramenta [m]

t – espessura total de penetração da ferramenta [m]

τ – tensão de cisalhamento do material a unir [N/m2]

Mt – momento de torque [N*m]

016,0nMtP ∗

= Eq. 2.5

Onde:

P – potência [W]

n – rotação [rad/s]

Nos estudos desenvolvidos por LIENERT et al. (2003), na soldagem pelo

processo FSW de ligas de aço, na avaliação de potência de soldagem e perdas de

calor, chegou-se à conclusão que a eficiência do processo está na ordem de 0,75 e

que a potência depende dos parâmetros VR e Mt.

2.2.5 Ferramenta fsw

A ferramenta de soldagem utilizada possui grande influência no resultado final

deste processo de fabricação, desta forma é importante a definição de geometria da


mesma, pois interfere na geração de calor e no fluxo plástico de material, os quais

são fatores que influenciam as propriedades mecânicas da junta (ZHAO, 2005).

A ferramenta utilizada no processo FSW, apesar de estar sujeita ao desgaste

por atrito, é considerada como não-consumível (THOMAS, 2001), sendo composta

geometricamente de uma haste de fixação a qual é necessária para montagem em

um cone padronizado para fixação na máquina-ferramenta, uma região

correspondente a um suporte também conhecida como shoulder, além de uma

terceira parte denominada de pino (pin ou probe). Uma ferramenta esquemática com

a divisão geométrica citada pode ser observada com mais detalhes na Figura 9.

Figura 9 - Ferramenta de soldagem FSW. Adaptado de DEQING (2004).

As proporções determinadas para a fabricação da ferramenta de união do

processo FSW possuem relação com a espessura da chapa a unir. Um caso de

ferramenta genérica é descrito por GUERRA (2003), onde o pino deve possuir um

comprimento da ordem de décimos de milímetro menor que a espessura da chapa,

combinado com um diâmetro de pino cilíndrico aproximadamente igual à espessura

da chapa.

A região do suporte onde inicia a geometria do pino deve possuir um diâmetro

de atrito com a chapa a soldar de aproximadamente três vezes o diâmetro do pino.

As relações dimensionais entre as partes principais da ferramenta estão descritas de

forma resumida na Tabela 4, referenciado pela espessura da chapa.


Tabela 4 - Relações dimensionais da ferramenta FSW com a espessura da chapa

para ferramenta convencional.

Região da ferramenta Relação com a espessura da chapa

diâmetro do suporte três vezes a espessura

diâmetro do pino igual a espessura

comprimento do pino menor que a espessura

A diferença entre comprimento do pino e espessura da chapa pode assumir

valores entre 0,30mm como nos estudos de LIU et al. (2003) em liga de alumínio

1050 de espessura 5mm, de 0,13mm como nos estudos de LIENERT et al. (2003)

em aço ABNT 1018 de espessura 6,3mm, também de 0,10mm nos estudos de

JAMES et al. (2003) em liga de alumínio 5383, ou até mesmo ser igual à espessura

da chapa, desde que com raio de ponta elevada, como é o caso de LIU et al. (2005)

na soldagem de uma liga Al – Si como matriz e partículas cerâmicas de SiC de 30%

em volume, formando um compósito, para uma espessura de 5mm. Para uma

diferença muito grande de espessura de chapa e dimensão do pino, da ordem de

1mm, como a utilizada por SRINIVASAN et al. (2005) na soldagem dissimilar de

ligas de alumínio 6056 e 7075 de espessura 5mm, leva a formação de um defeito,

que é a falta de penetração da solda.

Cada parte da ferramenta possui uma função especifica ou conjunto de

funções na consolidação da união da junta. Assim, as duas partes fundamentais a

considerar são:

- Face da ferramenta que é chamada de suporte

- Pino da ferramenta

Com relação ao suporte, THOMAS e DOLBY (2002) verificaram que quando a

ferramenta está submetida à compressão sobre a superfície das chapas e também

sob rotação imposta pelo eixo-árvore da máquina, a mesma torna-se responsável

pela geração da maior parte do calor em função do processo de atrito estabelecido

neste sistema tribológico. Assim, esta é a principal fonte de calor do processo FSW.


O calor gerado em decorrência de atrito entre a superfície do suporte e as

chapa causa redução do limite de escoamento, facilitando o processo de

escoamento plástico do material e, por conseqüência, a soldagem. Logo, um

aumento na espessura da junta a unir demanda maior quantidade de calor para a

obtenção de uma união com qualidade, que por sua vez é suprido alterando as

dimensões da ferramenta, que gera atrito, e os parâmetros de soldagem (THOMAS

e DOLBY, 2002; SONG e KOVACEVIC, 2003). O suporte da ferramenta também

tem a função de atuar como uma restrição contra a expulsão de material que é

causada pelas forças reativas do material em escoamento em torno do pino da

ferramenta (BUFFA et al., 2005).

Enquanto o pino da ferramenta tem a função de gerar trabalho mecânico de

deformação do material que está na linha de soldagem, além de controlar o

escoamento de material em torno de si próprio e abaixo do suporte da ferramenta

(SONG e KOVACEVIC, 2003).

A deformação de material causada pelo deslocamento do pino em rotação

através da linha de soldagem das juntas é considerado como um processo de

conformação de material por extrusão, onde o material em escoamento tem uma

tendência a subir na frente do pino devido a componente de forças de reação, porém

a parte do suporte da ferramenta executa a sua função realizando um trabalho de

forjamento continuo no material (LOCKWOOD e REYNOLDS, 2003).

Considerando a deformação de material, BUFFA (2005) classificou o pino

como uma fonte primária responsável por deformação e como fonte secundária de

geração de calor, enquanto o suporte da ferramenta é a fonte secundária de

deformação e a primária de calor. Desta maneira, pino e suporte da ferramenta

atuam como elementos responsáveis pela parcela de deformação mecânica e

conseqüentemente de geração de calor que facilita a deformação e a união

autógena entre as partes (LEONARD, 2000).

É inevitável que a combinação de geometria entre o suporte da ferramenta e o

pino seja importante para o resultado do processo FSW, onde a integridade da

região central da solda (o nugget) também depende do projeto da ferramenta

(BUFFA, 2005). A parte restante da ferramenta é o corpo de sustentação


considerada como necessária à fixação e como elemento de resistência mecânica e

de dissipação de calor.

2.2.5.1. Variação de geometria para cada parte da ferramenta

Dos estudos já realizados sobre o tema, BUFFA et al. (2006) constatou-se que

poucos pesquisadores estudaram o efeito da geometria da ferramenta como uma

variável de processo, pela complexidade do tema. Assim, grande parte das

pesquisas em relação à geometria está de forma direta ou indireta relacionada com

o instituto TWI onde foi desenvolvido inicialmente o processo.

Já sendo conhecido que as partes de maior interesse da ferramenta são pino e

suporte, resta a análise da influência da mudança de perfil do pino, como por

exemplo, da adição de uma reentrância, da alteração de geometria de cilindro para

tronco de cone ou cônico, da combinação com a presença de filete de rosca cujo

passo pode variar ou não, além da variação de altura ou comprimento do mesmo.

A região da ferramenta FSW conhecida por suporte pode sofrer variações

como: a presença de reentrâncias negativas, perfil saliente helicoidal ou ranhurado

em relação ao eixo de simetria da ferramenta, ou com a possibilidade de montagem

da posição do pino excêntrico em relação ao eixo de simetria da ferramenta, ou

também com a montagem do pino inclinado em relação ao suporte e suporte com

ângulo positivo ou negativo em vez de plano. O próprio diâmetro do suporte é uma

variável, pois o mesmo interfere na quantidade de calor gerado, na deformação e na

força necessária a consolidação da solda (KWON et al., 2002; DEQING et al., 2004).

2.2.5.2. Perfil do suporte

Diferentes perfis de suporte podem ser utilizados, sendo projetados para

atender aos mais distintos materiais a unir e as condições de união. O perfil do

suporte tem a função mecânica de forjamento de material, por sua vez também


possui responsabilidade sobre as rebarbas geradas durante o processo (DAWES e

THOMAS, 1999). Assim foram desenvolvidas as ferramentas com reentrâncias

negativas, onde o material no estado de escoamento plástico assume este volume

negativo do suporte, fazendo com que menos material seja expelido para fora da

região de contato da face, o que melhora o fechamento do cordão de solda e reduz

a formação de rebarbas (THOMAS, 2001). Alguns modelos de perfis com rebaixo

podem ser observados na Figura 10 (A, B, C, D) enquanto na Figura 10E, tem-se um

suporte convencional, de superfície plana.

A B C

D E

Figura 10 – Variações de perfil do suporte adaptado de DAWES e THOMAS (1999).

O suporte A observado na Figura 10 possui sua superfície plana com a

presença de reentrâncias negativas e na forma de espiral com relação ao eixo de

simetria da ferramenta para absorver o volume de material que seria expelido para

fora da região do suporte formando uma pequena rebarba.


O suporte B observado na Figura 10 possui uma série de platôs na forma de

hélice, os quais formam reentrâncias negativas, de forma a admitir um volume de

material que tenderia a ser expelido para fora da região do suporte.

O suporte C na Figura 10 possui uma série de superfícies escalonadas

concêntricas, que no geral formam um volume negativo no suporte, o qual tem por

finalidade reduzir o material que seria expulso da parte inferior do suporte.

O suporte D da Figura 10 possui uma série de planos com a mesma geometria

e que formam um volume negativo no suporte, também com objetivo de reduzir

material que seria expulso do suporte.

O suporte E da Figura 10 é o mais comum encontrado no estudo do processo

FSW, sendo que o mesmo é composto de uma superfície plana ou côncava, para

reduzir o volume de material expelido do suporte, melhorando a qualidade da solda.

Na Figura 11 é possível perceber esta diferença entre os suportes mais

comuns, desconsiderando a parte do pino, pois um suporte plano apresenta

tendência em expulsão de material durante a soldagem, enquanto um suporte

côncavo, apesar de resultar em menor pressão na região de solda, mantém o

material expulso pelo pino sob o suporte, reduzindo a tendência a formação de

defeitos no interior da solda (COLEGROVE e SHERCLIFF, 2005).

Figura 11 – Suporte tradicional de superfície plana e côncavo.


2.2.5.3. Perfil do pino

A geometria do pino afeta a geração de calor e o escoamento de material

necessário à união, onde indiretamente pode impactar também a forma e as

propriedades mecânicas da solda (ZHAO et al., 2005). As avaliações de alteração de

geometria do pino são realizadas pela avaliação do cordão de solda, via análise

macroscópica das regiões da solda (ZTA, ZTMA e NUGGET) e microscópica, em

função de refino de grão, densidade de discordâncias e recristalização.

Nos estudos desenvolvidos por BUFFA et al. (2006) em liga de alumínio 7075

de espessura 3mm, foi avaliada a alteração de geometria de pinos cilíndrico e cônico

para uma altura de pino fixa de 2,8mm, combinados com três intervalos de

velocidade de avanço (50, 100 e 200mm/min) e rotação de 1000rpm, onde os perfis

de temperatura modelados podem ser vistos na Figura 12.

Figura 12 – Perfil de temperatura em função dos ângulos de pino para avanço

constante de 100mm/min (BUFFA et al., 2006).

No estudo dos pinos cônicos foram realizados modelamentos variando o

ângulo do cone comparando com uma geometria cilíndrica, com objetivo de verificar

os perfis de temperatura em função da deformação imposta ao material, da tensão


residual na junta, do fluxo de material na região da formação do cordão de solda,

além da análise de força de avanço e força vertical ou de pressão.

Os modelos matemáticos desenvolvidos por BUFFA et al. (2006) forneceram

subsídios com relação ao perfil de temperatura utilizando como referência o eixo de

simetria da solda em função da variação de ângulo do pino dentro de um mesmo

parâmetro, sendo possível verificar que o pino cilíndrico é o que resulta menor

temperatura, enquanto o aumento do ângulo do cone gera maior temperatura na

região central da solda. Na Figura 13 é possível observar a variação de geometria do

pino de forma cilíndrica ao cônico, com aumento do ângulo de cone, conforme

tratado na Figura 12.

Figura 13 – Geometrias de pino (Adaptado de BUFFA et al., 2006).

Nos estudos desenvolvidos por COLEGROVE e SHERCLIFF (2005), também é

verificado que a região de maior temperatura ocorre no eixo de simetria da solda

conforme verificado por BOZ e KURT (2004), variando em função da existência de

ranhura ou não no pino, na soldagem de liga de alumínio 5651, mas não foi

levantado de forma prática um perfil de temperatura como no caso de BUFFA et al.

(2006), porém se chegou a conclusão de que a existência de ranhuras no pino

causa um incremento de pressão no material em escoamento, o que resulta em

temperatura maior em toda a região da solda.

Nos estudos de BOZ e KURT (2004), em liga de alumínio 1080 de espessura

5mm, utilizando ferramenta de pino cilíndrico com saliência, alterando o passo de

0,85mm de uma ferramenta para 1,10mm, foi estudada a temperatura durante a

soldagem, sendo possível verificar que no centro da solda a temperatura é máxima,


na ordem de 340ºC, valor que é 51,5% da temperatura de fusão da liga, de 660ºC, o

que confere com os estudos de LI et al, 1999. Além da observação de que, o pino

com ranhuras de menor passo, gerou maior quantidade de calor que o de passo

maior, que por sua vez gerou mais calor que o pino de secção quadrada. A região

central da solda é onde o material de base é mais deformado, estando sob maior

esforço e maior pressão, o que resulta um perfil de temperatura decrescente do

centro da solda em direção as extremidades. O perfil de temperatura com pico no

centro do cordão pode ser observado na Figura 14, para o caso de pino cilíndrico

com ranhuras de passo 0,85mm.

Figura 14 – Perfil de temperatura obtido com pino cilíndrico (BOZ e KURT, 2004).

O perfil de temperatura da Figura 14 foi obtido experimentalmente com auxilio

de termopares distribuídos com espaçamentos iguais em sete pontos, em uma linha

perpendicular ao eixo de simetria da solda em direção a borda.

A obtenção de perfil de temperatura experimental em soldagem FSW não é

uma tarefa simples, onde os meios mais comuns são medição por meio de termopar

posicionados na parte inferior da junta, de maneira que não entrem em contato com

o pino da ferramenta, como fizeram os pesquisadores CHEN e KOVACEVIC (2004),

BOZ e KURT (2004) e KWON et al. (2002), ou por câmera infravermelho com

calibração de emissividade combinado com termopar como realizado por LIENERT

et al. (2003).


A geometria do pino, junto com suas dimensões, também interfere nas forças

de reações envolvidas no processo, sendo as principais, força axial (Fz) e força de

avanço (Fx), conforme verificado por BUFFA et al. (2004) e SOUNDARARAJAN et

al. (2005), onde estes efeitos são ampliados ou reduzidos dependendo dos

parâmetros de processo velocidade de avanço e rotação. Os pesquisadores ZHAO

et al. (2005) e DEQING et al. (2004), verificaram a reação em função da pressão

resultante de atuação da ferramenta com diferentes geometrias e dimensões durante

a soldagem, de forma a ter um parâmetro mais simples para servir de referência na

aplicação comercial das pesquisas realizadas.

Considerando a dimensão do pino convencional de formato cilíndrico, com a

diminuição do diâmetro ocorre uma redução na pressão, o que é bom para as partes

unidas, pois reduz a distorção resultante (DEQING et al., 2004). Nos estudos de

ZHAO et al. (2005), considerando pinos cilíndricos e cônicos com e sem ranhuras,

verifica-se que para a mesma condição de parâmetros de processo, dimensão e

formato de pino, que a presença de ranhuras leva ao aumento da pressão no eixo-

árvore da máquina devido ao aumento da superfície de atrito e por conseqüência do

volume de material deformado pelo conjunto pino e suporte.

Na avaliação da força axial realizada por BUFFA et al. (2006) em função de

incremento de ângulo do pino e para três velocidades de avanço adotadas no

modelamento, conforme pode ser verificado na Figura 15, em função da alteração do

ângulo do cone do pino a partir de um pino cilíndrico de ângulo 0º utilizado como

referência, o aumento do ângulo leva a um incremento na intensidade da força axial,

possivelmente em função do aumento da área de superfície do pino, o que resulta

em maior volume de material a deformar.

Observando a Figura 15 dos estudos de BUFFA et al. (2006), ocorre um

aumento de força axial considerável para valores de ângulo do pino entre 0º e 10º,

sendo que para valores maiores, entre 10º e 40º ocorre tanto aumento quanto

redução da força axial em função da velocidade de soldagem, pois apesar da

superfície de contato do pino estar aumentando, há uma condição de escoamento e

deformação de material no estado sólido que possuem um comportamento mais

complexo que não somente dependente de área de contato do pino.


Figura 15 – Relação da força axial (Fz) com o incremento do ângulo do pino em

função da velocidade de avanço (BUFFA et al., 2006).

Sendo o pino uma variável da ferramenta que interfere na temperatura atingida

na solda e por conseqüência nas dimensões das regiões ZTA, ZTMA e NUGGET o

mesmo acaba interferindo microestruturalmente no tamanho de grão em função da

recristalização dinâmica que ocorre junto ao processo de soldagem. MURR et al.

(1997) e SATO et al. (2004), verificaram que o tamanho de grão no cordão de solda

aumenta com o incremento da quantidade de calor fornecido pelo processo de

soldagem FSW.

O pino da ferramenta, além de causar uma deformação severa no material da

junta, também é um fornecedor secundário de calor, o que auxilia no processo de

recuperação e de recristalização, conforme verificado por DEQING et al. (2004),

onde o efeito da formação de uma nova morfologia microestrutural pode ser

verificado indiretamente através do perfil de microdureza da secção transversal da

solda, o qual é alterada em função dos diâmetros de pinos utilizados no estudo, pois

resultam em diferentes quantidades de calor aportado e de regiões de soldagem.

Do estudo com geometrias de pino de BOZ e KURT (2004), uma verificação do

perfil de dureza foi realizado em amostra obtida com ferramenta de pino cilíndrico e

ranhuras de passo 0,85mm, a melhor condição segundo os pesquisadores, pode ser


visualizado na Figura 16, a qual demonstra uma região central da solda chamada de

A, composta de NUGGET e ZTMA de menor dureza que o metal de base em função

do aporte de calor, porém com leve acréscimo de dureza no centro da solda

resultante de partes do metal de base distribuídos no NUGGET. A região B de

transição é a ZTA, onde não ocorreu fluxo de material e a C o metal de base, que

possui a dureza de referência do material, entre 38 e 42HV. .

Figura 16 – Perfil de dureza para amostra de AA1080 obtida com pino cilíndrico

roscado de passo 0,85mm (BOZ e KURT, 2004).

A verificação da influência da alteração do perfil da ferramenta, considerando a

parte do pino ou do suporte, pode ser realizada via medição de propriedades

mecânicas resultantes da solda e comparado com os valores conhecidos do metal

de base. Alguns parâmetros podem ser citados, como: tensão limite de resistência à

tração (σmax), eficiência da junta através da comparação de σmax do metal de base e

da solda, tensão de escoamento a 0,2%, tensão residual, microdureza, resistência

ao dobramento, resistência à fratura sob impacto, deformação específica, redução

da secção transversal e vida a fadiga (LIU e CHAO, 2005; PEEL et al., 2003;

LIENERT et al., 2003 e ZHAO et al., 2005).

Dos estudos de PEEL et al. (2003), onde foi trocada a dimensão do pino

roscado de M5 para M6, mantendo a mesma dimensão de suporte, na soldagem de

liga de alumínio 5083 de espessura 5mm, verificou-se através dos parâmetros


adotados para avaliação de comportamento mecânico a tração, que houve

mudanças significativas de propriedades pela alteração de geometria.

Para a ferramenta de PEEL et al. (2003) de pino M5, foi obtido uma tensão de

escoamento de 147±8,0MPa e tensão limite de resistência a tração de 186±20MPa,

o que resultou em uma eficiência de soldagem de 41%. Enquanto para a ferramenta

de pino M6, a tensão de escoamento foi 145±6,5MPa, a tensão limite de resistência

a tração 259±17 MPa com eficiência de soldagem de 57%. O aumento da área de

contato do pino por meio do aumento das ranhuras permitiu um melhor escoamento

do material na região da solda o que resultou em melhor eficiência.

Dos estudos de BOZ e KURT (2004), os pinos cilíndricos possuíam diâmetro

de 4,5mm com ranhuras de passo 0,85 a 2mm, além de um pino não-convencional

com secção quadrada 5x5mm, considerando como parâmetros velocidade de

rotação 1000rpm e de soldagem 200mm/min. As análises de respostas foram

realizadas através de ensaios destrutivos de impacto, tração e dureza, combinados

com microscopia. Estes dados sobre ferramenta e os respectivos resultados dos

ensaios mecânicos estão agrupados na Tabela 5.

Tabela 5 – Propriedades das amostras função do pino (BOZ e KURT, 2004).

Geometria Característica ε (%) Redução da Secção (%) σmax (MPa)

cilíndrico passo 0,8mm 15,36 26 110

cilíndrico passo 1,1mm 13,84 23 111

quadrado sem ranhura 5,00 8 60

Da análise da Tabela 5 verifica-se que o pino quadrado fornece valores de

todas as propriedades mecânicas abaixo dos valores exibidos por amostras obtidas

com pinos cilíndricos. Isto se deve a uma grande quantidade de material que é

deslocado na região de fluxo de material devido ao movimento do pino que resulta

uma estrutura de baixa homogeneidade e conseqüentemente com muitos defeitos

internos, resultando em baixos valores de propriedades mecânicas. Enquanto as

amostras que foram unidas com pinos de geometria cilíndrica forneceram valores de


tensão limite de resistência à tração semelhante ao valor teórico da liga 1080, que é

110MPa. A elevada capacidade de deformação verificada pode ser atribuído a

quantidade de calor devido ao fluxo de material em torno do pino, o qual reduziu a

dureza a final e causou aumento da capacidade de deformação plástica.

Por sua vez, ZHAO et al. (2005) também verificaram as propriedades

mecânicas na soldagem de alumínio AA2014 para parâmetro constante de

velocidade de rotação de 400rpm e avanço de 100mm/min. Os respectivos pinos

utilizados tinham uma variação entre cilíndrico e cônico, além de conter perfil com

ranhuras ou não, conforme observado na tabela 6.

Tabela 6 - Geometria do pino na soldagem de AA2014 (ZHAO et al. 2005).

Tipo de Pino Maior Diâmetro (mm) Menor Diâmetro (mm) Passo (mm)

Cilíndrico ranhurado 8 8 1

Cônico ranhurado 8 6 1

Cilíndrico 8 8 -

Cônico 8 6 -

Os resultados obtidos por ZHAO et al. (2005) demonstraram que com os pinos

cônico e cilíndrico, ranhurado de passo 1mm, foi possível obter soldas sem defeitos

aparentes. As ferramentas de pino cilíndrico e cônico sem ranhura, apesar de

permitir uma solda de boa aparência, não proporcionaram um bom fluxo plástico de

material em combinação com os parâmetros de processo utilizados, o que levou a

geração de defeitos internos a solda.

As propriedades mecânicas obtidas com pinos comuns foram inferiores ao

ranhurado, demonstrando que a presença de saliências no perfil geométrico interfere

gerando diferentes velocidades relativas de material plástico no lado de avanço e de

recuo, o que resulta em diferentes microestruturas e propriedades mecânicas. As

melhores propriedades foram obtidas com pino ranhurado, onde a tensão limite de

resistência ficou na ordem de 75% do metal de base.


2.2.5.4. Ferramentas fsw especiais patenteadas

Algumas ferramentas com perfis especiais, tanto de pino como de suporte,

foram desenvolvidas pelo instituto TWI para aplicações em condições específicas,

onde uma ferramenta convencional não atingia o resultado final desejado. Dois

exemplos são as ferramentas chamadas de WhorlTM e MX TrifluteTM.

Estas ferramentas foram desenvolvidas para soldagem de chapas com

espessuras acima de 12mm ou, onde uma quantidade elevada de calor deve ser

fornecida para permitir a efetivação da união, além da necessidade do controle do

fluxo de material em torno do pino e abaixo do suporte para se obter uma solda de

qualidade satisfatória (THOMAS et al., 2001). Uma ferramenta WhorlTM pode ser

vista na Figura 17, enquanto a MX TrifluteTM pode ser vista na Figura 18.

Figura 17 – Ferramenta para FSW tipo WhorlTM (THOMAS et al., 2001).

Figura 18 – Ferramenta para FSW tipo MX Triflute TM (THOMAS et al., 2001).


As ferramentas MX TrifluteTM e WhorlTM são diferenciadas pela geometria

complexa com relação a uma convencional, mas sua fabricação utiliza das mesmas

ligas que as ferramentas convencionais.

A ferramenta MX TrifluteTM diferencia-se da WhorlTM por ter canais negativos na

forma de hélice, enquanto na WhorlTM os canais são inclinados semelhantes a um

perfil de rosca. A MX TrifluteTM utiliza o mesmo princípio de uma broca com ranhuras

no sentido para a esquerda, na superfície do pino cônico.

A ferramenta modelo MX TrifluteTM permite a aplicação de uma menor força

axial, em função do perfil do pino, além de permitir a obtenção de um fluxo de

material em escoamento mais uniforme, devido ao desenho da hélice no pino. A

Figura 19 fornece uma idéia do perfil negativo do pino através de uma secção

transversal do pino para o caso da soldagem de chapas de espessura 25mm.

Figura 19 – Em A, secção transversal do pino tipo três canais da MX Triflute TM, em

B pino de quatro canais (adaptado de THOMAS et al., 2001).

Estas ferramentas possuem pinos em formas de perfis complexo que permitem

deslocar menos material que uma ferramenta similar de mesmo diâmetro de pino.

Segundo THOMAS et al. (2001), é possível reduzir o volume de material deslocado

pelo pino de aproximadamente 60% usando o modelo de ferramenta WhorlTM,

enquanto o uso do modelo MX TrifluteTM permite reduzir o volume em 70%. O ganho

na performance da união é possível devido à redução do volume do pino, através da

presença de reentrâncias ou canais (formas negativa no pino), especialmente na


mudança de perfil entre suporte da ferramenta e pino. Também é reduzida a

concentração de tensão que tende a levar a fratura da ferramenta.

Como ambas ferramentas permitem uma distribuição de tensão mais uniforme

durante a soldagem combinado com um fluxo de material mais homogêneo, isto

facilita a quebra e dispersão de óxidos da superfície, favorecendo uma união de

maior resistência mecânica.

É possível que grande parte das vantagens atribuídas as ferramentas de perfis

complexos é devido à questão do volume dinâmico de material deslocado pelo pino

durante rotação ser maior que o deslocado por um pino convencional, que é

praticamente igual ao volume estático. De forma simples, isto pode ser analisado

pela razão entre diâmetro e comprimento do pino, que é de 1,1:1 para pinos

convencionais, 1,8:1 para pino de ferramenta WhorlTM e de 2,6:1 para pino de

ferramenta MX TrifluteTM, considerando uma espessura de soldagem de referência

de 25mm (THOMAS et al., 2001).

Para menores espessuras de chapa, COLEGROVE e THREADGILL (2003),

utilizaram uma combinação de suporte da ferramenta com reentrância negativa e

pino de perfil especial, com e sem ranhura na busca de melhores resultados na

união de AA7075 – T7351 de espessura 6,35mm. Na Figura 20 é possível visualizar

as duas configurações de ferramentas utilizadas neste estudo, com pino de perfil

complexo de três lados, denominada de TRIVEXTM.

Figura 20 – Perfil de pino de ferramenta TRIVEXTM sem e com perfil de rosca

(COLEGROVE e THREADGILL, 2003).


Com a ferramenta TRIVEXTM foi possível reduzir a força de avanço transversal

de 18 a 25%, enquanto a pressão sobre a peça foi reduzida em 12%, e em termos

de propriedades mecânicas, a capacidade de deformação do cordão de solda

também foi incrementada. Este perfil de pino possui uma razão de área entre 70 a

80% de um pino convencional de mesmo diâmetro, o que causa uma redução das

forças envolvidas no deslocamento do mesmo, porém o volume dinâmico deslocado

pela ferramenta é maior que para pinos convencionais (COLEGROVE e

THREADGILL, 2003).

2.2.5.5. Material para ferramenta FSW

Durante o processo de união pelo processo FSW a ferramenta é submetida a

condições severas de desgaste devido ao atrito, calor e forças de reação pela

deformação do material. Logo o material a ser selecionado para a fabricação da

ferramenta deve atender as condições a que a ferramenta estará submetida, o que

varia em função das ligas a unir, isto fica evidente nos estudos desenvolvidos por

LIENERT et al. (2003), onde foi unido chapa de aço carbono ABNT 1018 de 6,3mm

de espessura, o qual em função da severidade da operação foi construída a

ferramenta em liga fundida com base de molibdênio e adição de tungstênio.

A vida da ferramenta é uma variável importante na repetibilidade do processo e

para não influenciar na qualidade da união, desta maneira é importante considerar

os modos possíveis de falha da mesma. Foi verificado por LIENERT et al. (2003),

que a grande parcela de desgaste e deformação ocorrem durante o estágio

chamado plunging, que é a penetração da ferramenta nas partes a unir, isto devido a

grande tensão envolvida na deformação de material ainda a frio. Por outro lado,

também pode ocorrer interação entre liga da ferramenta e ligas que estão sendo

unidas devido a possível afinidade química entre estes materiais, o que pode

resultar em alterações de propriedades da superfície da ferramenta, como redução

de dureza ou ocorrência de desgaste corrosivo sob alta temperatura.

Nos estudos já realizados sobre união FSW, diversos materiais foram

utilizados, como: ferramenta em aço AISI O-1 temperado em óleo para união da liga

de alto poder erosivo Al 6061 + 20% Al2O3 MMC no trabalho de PRADO et al.


(2003), um de outro compósito de matriz Al - Si com SiC do estudo realizado por LIU

et al. (2005), que optaram pelo trabalho com liga de metal duro de WC - Co;

Enquanto na soldagem de ligas de alumínio, COVINGTON (2005) na união de 7075,

COLEGROVE e SHERCLIFF (2005) na união dissimilar de 5083 com 7075,

SUTTON et al. (2003), com união de 2024 e BUFFA et al. (2006), visando

caracterização do processo, fizeram opção, ambos, pela utilização como material de

ferramenta pelo AISI H13.

Outros materiais disponíveis para ferramentas também podem ser utilizados na

fabricação da ferramenta FSW, como: PCBN – nitreto de boro cúbico policristalino,

aço rápido, aço de médio teor de carbono e até mesmo metal duro. A escolha está

relacionada com as condições de processo, pela severidade que o desgaste em

trabalho pode levar, assim como da vida útil desejada da ferramenta.

Apesar de grande parte dos estudos realizados em união via FSW em ligas de

alumínio a ferramenta ser construída em aço ABNT H13, devido à boa relação custo

– benefício oferecida, o mesmo tem um ponto desfavorável em sua seleção, que

está relacionado com a resistência ao desgaste, resultando em maior perda de

material em volume quando comparado com o aço rápido ABNT M35, conforme

Tabela 7. A resistência ao desgaste foi medida conforme ASTM G65 – 04, método

de teste padrão para medir desgaste abrasivo, em um sistema composto de um

disco de borracha e areia, sem lubrificação.

Tabela 7 – Propriedades de materiais para ferramenta (MATWEB, 2008).

Propriedades ABNT H13 ABNT T15 ABNT M35

Dureza após têmpera (HRC) 51 – 53 67,5 60 – 66

Módulo de Elasticidade (GPa) 210 214 230

Impacto Charpy (J) – ASTM E23 22 16 – 29 17 – 40

Abrasão - ASTM G65 (mm3) 460 420 420

No desenvolvimento deste estudo, em função de informação obtida junto à

área de usinagem e para maior vida útil da ferramenta, será adotado como material

para construção de todas as ferramentas do experimento o aço rápido ABNT M35, o


qual tem suas propriedades comparadas com o material usual H13 na Tabela 7. A

restrição fundamental quanto à utilização do aço rápido é basicamente o seu custo

de aquisição. Uma utilização critica de ferramenta FSW em aço rápido ocorre no

estudo desenvolvido por YAN et al. (2005), no qual foi realizada união dissimilar de

liga de magnésio com aço ABNT 1060, o qual teve de optar pelo material em função

da severidade do desgaste e das condições de soldagem.

Apesar de não ser fornecido os valores do ABNT M35 na base de consulta

MATWEB, o mesmo tem valores semelhantes ao ABNT T15 para resistência a

abrasão, o que apresenta uma considerável diferença em perda de material em

volume, sob condição de atrito com relação ao material tradicionalmente usado para

este fim, o ABNT H13. O aço rápido que será utilizado na fabricação das

ferramentas possui composição química nominal baseada nos valores padronizados

para o ABNT M35, conforme pode ser visto na Tabela 8 e confirmado no anexo A.

Tabela 8 – Composição química em massa do ABNT M35 (VILLARES, 2008).

Elemento C Cr Mo W V Co Fe

Porcentagem 0,92 4,15 5,00 6,30 1,85 4,80 balanço

2.2.6 Descontinuidades na soldagem

A quantidade de descontinuidades decorrentes do processo de soldagem, são

menores na soldagem por atrito que nos processos típicos por fusão, segundo

JAMES et al. (2004), contudo, algumas descontinuidades expressivas podem

ocorrer, sendo: a nível macroscópico, falta de penetração e cavidade, a nível

microscópico a presença de kissing bonds.

As descontinuidades típicas que ocorrem no processo FSW resultam de projeto

incorreto de ferramenta, da seleção de parâmetros inadequados, ou da combinação

de problema de projeto de ferramenta com parâmetros de processo (LOMOLINO et

al., 2005).


A descontinuidade macroscópica conhecida como falta de penetração ocorre

quando o comprimento do pino é consideravelmente menor que a espessura da

chapa, pois a ferramenta deve penetrar no mínimo 90% da espessura da chapa.

Então fatores como variação de espessura da chapa ou “backing” empenado, pode

levar ao surgimento desta descontinuidade (JAMES et al. 2004 e SRINIVASAN et

al., 2005).

A cavidade ou defeito de túnel é uma falta de material a nível macroscópico

que ocorre devido à fluidodinâmica associada com o escoamento de material no

estado sólido na zona de soldagem quando do trabalho de deformação, segundo

JAMES et al. (2005), contudo THOMAS e DOLBY (2002), fazem uma consideração

em relação ao volume dinâmico de material, que pode ser reduzido pelo uso de

geometrias específicas de pinos, que pode levar à redução ou até eliminação deste

problema.

A descontinuidade microscópica chamada de kissing bonds é definida por

OOSTERKAMP et al. (2004), como duas superfícies extremamente juntas, mas não

o necessário para que as asperezas das superfícies originais sejam deformadas o

suficiente para a formação de novas ligações químicas. Uma das causas da

formação desta descontinuidade pode ser a falta de deformação necessária à

colocação de mais asperezas em contato causada pela ferramenta FSW, outra pode

ser a falta de rigidez do dispositivo de fixação das juntas.

As descontinuidades mais comuns em soldagem FSW podem ser visualizadas

na Figura 21 A, B e C.

Na Figura 21A tem-se o caso da união dissimilar de liga de alumínio 6056 e

7075 de espessura 5mm dos estudos de SRINIVASAN et al. (2005), onde o pino da

ferramenta tinha um comprimento de 4mm, o que resultou na falta de penetração,

conforme pode ser visto pelo fim do nugget, acima da superfície inferior da junta.

Enquanto na FIGURA 20B é possível verificar uma cavidade de dimensões

macro, porém similar às cavidades micrométricas em liga da série 5XXX dos estudos

de JAMES et al. (2005).


(A)

(B)

(C)

Figura 21 – Descontinuidades FSW: (A) Falta de penetração;(B) Cavidade; (C)

Kissing bond em superfície de fratura (Adaptado de OOSTERKAMP et al. 2004;

SRINIVASAN et al., 2005; JAMES et al. 2005).


Na Figura 21C tem-se um caso de kissing bond, verificado nos estudos de

OOSTERKAMP et al. (2004) na soldagem de liga de alumínio 6082, no caso

específico em uma superfície de fratura, onde é possível visualizar circulado no

centro da figura, a região onde não há continuidade da superfície de fratura

indicando que não ocorreu formação de ligação metalúrgica entre as duas

superfícies.

2.2.7 Tipos de juntas

O processo FSW é muito utilizado na união de juntas de topo (butt joint) como

é percebido em grande parte dos estudos realizados, entretanto o mesmo também

pode ser aplicado em uma série configurações conforme pode ser observado na

Figura 22 (ROSATO JÙNIOR, 2003; LIENERT et al., 2003; ZHAO et al., 2005).

II III IIII

IIV V VI

Figura 22 – Tipos de juntas que podem ser unidas pelo processo FSW (ROSATO JÙNIOR, 2003).

As juntas apresentadas na Figura 22 são descritas como:

I – topo, de aplicações em chapas planas, perfis planos, soldagem circunferencial de

tubos e união de diferentes espessuras de material;

II – superposta, também conhecida como lap joint, de aplicação linear e

circunferencial;


III – flanges e tubos;

IV – junta T;

V – canto ou borda;

VI – duplo cordão de canto ou borda.

2.3 Ligas de Alumínio

O alumínio é um elemento químico da família dos metais na tabela periódica e

que possui ponto de fusão de 660ºC, porém a adição de elementos de liga para a

atender a requisitos de propriedades altera este valor. Na Tabela 9 tem-se uma

comparação das principais propriedades físicas do alumínio utilizando como

referência de comparação o aço. O alumínio apresenta de forma geral densidade

que é aproximadamente 1/3 da densidade do aço e elevado calor específico médio,

sendo excelente trocador de calor.

Tabela 9 – Propriedades físicas do alumínio comparadas com o aço (ALCAN, 2001).

Propriedades Unidades Alumínio Aço

Densidade kg/m3 2700 7800

Coef. de expansão linear 1/°C 2,36E-5 1,26E-5

Calor esp. médio (0-100°C) J/ kg.°C 940 496

Temperatura de fusão °C 660 1538

Módulo de elasticidade GPa 69 207

As famílias das ligas de alumínio são divididas em ligas fundidas e ligas

trabalháveis. As mesmas são classificadas em famílias através de quatro dígitos,

onde o primeiro indica a família do principal elemento de liga, os dois últimos dígitos

indicam a liga ou a pureza do alumínio, enquanto o segundo dígito indica

modificações na liga original ou nos limites de impurezas. As famílias de ligas de

alumínio trabalháveis são organizadas conforme Tabela 10 (ALCAN, 2001).


Tabela 10 – Ligas de alumínio pela classificação da ABNT 6834 (ALCAN, 2001).

Série Principal Elemento da Liga

1XXX Não-ligado de pureza mínima de 99%

2XXX Cobre

3XXX Manganês

4XXX Silício

5XXX Magnésio

6XXX Magnésio e Silício

7XXX Zinco

8XXX Outros elementos

As ligas possuem uma classificação secundária em função de resposta a

tratamentos térmicos e mecânicos. Os tratamentos térmicos podem ser: têmpera e

precipitação, envelhecimento e endurecimento, onde cada tratamento é designado

por um código após a família da liga, indicando a rotina de aquecimento e

resfriamento a realizar ou deformação a frio ou a quente. As ligas que podem ter as

propriedades alteradas por tratamento térmico são: 2XXX, 6XXX, 7XXX e 8XXX

(ASM v.2, 1995).

A classificação secundária em relação aos tratamentos térmicos ou mecânicos

aplicados às ligas de alumínio pode ser (WEINGAERTNER e SCHROETER, 1991):

F – como fabricado, sem garantias dos valores de propriedades mecânicas;

O – recozido, para produtos com o máximo de ductilidade e conformabilidade;

H – encruado, aplicado a ligas não tratáveis termicamente, onde a resistência

mecânica é obtida por deformação mecânica;

W – solubilização, para ligas que tem aumento de resistência por precipitação à

temperatura ambiente, a partir de uma rotina de aquecimento e resfriamento;

T – termicamente tratável, podendo ter ou não encruamento adicional.

Considerando as ligas que podem ter sua resistência mecânica aumentada,

basicamente são duas as formas de conseguir esta alteração:


- Por meio de deformação mecânica a frio, que gera um aumento da densidade de

discordâncias e encruamento;

- Formando precipitados a partir de solução sólida, para ligas termicamente tratáveis

ou de endurecimento por precipitação que passam por conjunto de operações de

aquecimento e resfriamento.

Para um sistema de fases binário ou ternário do alumínio que depende da

família que o mesmo pertence, tem-se a formação de fases em específico. Os

elementos mais comuns presentes em solução sólida e que auxiliam no aumento de

resistência mecânica são: zinco, magnésio, cobre, manganês, silício e cromo, que

da origem as ligas de alumínio. A solubilidade dos elementos de liga aumenta com

aumento da temperatura, sendo importante para as rotinas de tratamentos térmicos

que envolvem precipitação e formação de novas fases (ASM v.2, 1995).

Além disso, existe a possibilidade de formação de fases ou compostos

intermetálicos, devido ao alumínio ser trivalente e altamente eletronegativo, porém

esta formação depende da combinação com outros elementos bem como de

quantidades presentes e na condição de uma força motriz para que o evento ocorra,

como por exemplo, o calor disponibilizado pela soldagem (ASM v.2, 1995). Alguns

intermetálicos tem formação prevista pelo próprio diagrama de fases do material.

O tratamento térmico das ligas de alumínio permite o aumento da resistência

mecânica através da ocorrência de precipitados, formados a partir de uma solução

sólida supersaturada, que obedecem a uma seqüência termodinâmica de

“envelhecimento” em função da energia livre de Gibbs, sendo (ASM v.2, 1995):

Solução Sólida Supersaturada => Zonas GP => θ” => θ΄ => θ

O estágio de envelhecimento é importante para determinar o comportamento

mecânico do material, sendo isto auxiliado pela presença ou não de Zonas GP. O

tratamento térmico na união por FSW ocorre em função das combinações das

condições do processo, em razão do aquecimento e ciclo de resfriamento, e não de

uma rotina de tratamento térmico específico.

Para a liga da série 5XXX não-tratável termicamente a ser utilizada no estudo

em questão, as principais fases que podem ser formadas a partir do resfriamento em

equilíbrio estão presentes no diagrama de fases binário Al-Mg da Figura 23.


Figura 23 – Diagrama de fases binário para ligas série 5XXX (ASM v3, 1995).

Para o diagrama de fases da liga série 5XXX da Figura 22, as fases possíveis,

composição e observações estão indicadas na Tabela 11.

Tabela 11 – Fases, composição e observação para ligas 5XXX (ASM v3, 1995).

Fase Composição em Peso (%) Mg Observação

Al 0 a 17.1 -

β(Al3Mg2) 36.1 a 37.8 -

R 39 -

γ(Al12Mg17) 42 a 58 -

Mg 87.1 a 100 -

Al2Mg 31 fase metaestável

γ’ 38 a 56.2 fase metaestável


2.3.1 Soldabilidade da liga de alumínio série 5XXX

A liga 5052 é considerada como de boa soldabilidade pelos processos de

soldagem baseado em arco elétrico com proteção gasosa (GMAW ou GTAW), assim

como por meio de ponto por resistência elétrica, só apresentando maiores

dificuldades no processo de união através de brasagem e solda-brasagem (ALCAN,

2001). No geral, quem apresenta restrições maiores de soldabilidade por fusão são

ligas pertencentes à família das ligas de alumínio tratáveis termicamente, como

2XXX e 7XXX, por exemplo, 2024 e 7075.

Na soldagem de ligas binárias Al-Mg, é verificado algumas restrições em

função do segundo elemento mais presente na liga, o magnésio, por meio de

processos que envolvam fusão dos materiais envolvidos, para teores de magnésio

entre 0,5 e 3% em peso, a união fica susceptível ao processo de trinca a quente,

também chamadas de hot cracking (ASM v6, 1995).

As ligas de alumínio da família não-tratáveis termicamente também

apresentam problemas de porosidade induzida pela queda abrupta da solubilidade

do gás hidrogênio no processo de solidificação, fato que pode ser minimizado por

cuidados na preparação da junta, porém os metais de adição da liga série 5XXX são

susceptíveis a hidratação dos óxidos superficiais, que contribuem para formação da

porosidade (ASM v6, 1995).

O elemento químico magnésio puro, como metal, possui ponto de fusão de

649°C, ebulição a 1107°C e pressão de vapor (Pv) de 361Pa, uma das maiores

entre os metais junto com o elemento químico zinco, que possui Pv de 19,2Pa (KOU,

1987 e GILBREATH, 1965). Sendo a pressão de vapor uma propriedade coligativa

da solução, que representa a pressão na qual um líquido está em equilíbrio com seu

vapor a determinada temperatura, a mesma indica também a tendência de um

liquido em entrar na fase vapor. Ou seja, quanto maior a Pv do elemento, mais

volátil, além de baixar o seu ponto de ebulição (POLITI, 1994).

O elemento químico alumínio possui Pv de 2,41E-6Pa, ponto de fusão de

660°C e ponto de ebulição a 2450°C, que comparado ao elemento de liga magnésio,

verifica-se em situações de soldagem que envolva fusão a ocorrência de perda


considerável do elemento principal da liga, o qual se não for reposto durante a

soldagem, será um dos fatores que contribuirá para a ocorrência da trinca a quente

(KOU, 1987 e GILBREATH, 1965).

Este inconveniente físico-químico também é verificado em processos de

maior concentração de energia, caso da soldagem por laser. O problema pode ser

agravado se a soldagem for realizada sob condição de vácuo, pois o próprio ensaio

realizado para determinar a pressão de vapor do magnésio é realizado sob vácuo,

conforme descrito por GILBREATH (1965), onde para valores de pressão muito

pequenas, o processo é intensificado mesmo em baixas temperaturas, podendo

ocorrer até sublimação do magnésio.

No processo de soldagem de ligas de Al-Mg no qual haverá o processo de

fusão dos materiais envolvidos, o metal de adição a ser utilizado deve ser

necessariamente do mesmo grupo de ligas, de preferência com elevado teor de

magnésio. Ao realizar uma união dissimilar, como no caso de uma liga 5XXX com

1XXX, que resultará em diluição mutua, ocorrerá falta de magnésio e por

conseqüência problemas de trincas (ASM v6, 1995).

2.3.2 Considerações sobre as ligas 5XXX

O elemento de liga em maior quantidade nesta liga é o magnésio. A

combinação de uma maior quantidade de elementos de liga com o magnésio resulta

em uma liga de moderada para alta resistência, classificada em endurecível por

trabalho mecânico (ASM v2, 2001; ALCAN, 2001). A composição da liga 5052 está

apresentada na tabela 12 e serve como referência para o que será utilizado no

trabalho prático.

Tabela 12 – Composição % peso da liga 5052 (ASM v2, 2001).

Si Fe Cu Mn Mg Cr Zn Outros Al

0,25 0,40 0,10 0,10 2,20 a 2,80

0,15 a 0,35 0,10 0,15 restante


As ligas da série 5XXX possuem boa resistência a corrosão em atmosfera

marinha, entretanto ocorrem algumas limitações para ligas com teores de Mg acima

de 3,5% com relação à temperatura mínima de segurança para trabalho a frio, de

65°C, para evitar a susceptibilidade à trinca por corrosão sob tensão (ASM v2,

2001).

A aplicação das ligas desta série são amplas e incluem: uso arquitetônico, latas

e tampas de latas, eletrodomésticos, luminárias, barcos de pequeno e grande porte,

tanques criogênicos e estruturas automotivas (ASM v2, 2001).

Capítulo 3 Materiais e métodos 55

3 MATERIAIS E MÉTODOS

Neste capítulo são apresentados os procedimentos utilizados na realização da

parte experimental deste trabalho. O presente capítulo foi dividido em tópicos que

tratam desde os materiais e equipamentos utilizados para execução dos

experimentos (item 3.1), metodologia e organização do experimento (item 3.2),

retirada de amostras (item 3.3), ensaios de microdureza (item 3.4), metalografia

(item 3.5), radiografia (item 3.6) até os testes preliminares executados (item 3.7).

3.1 Materiais e equipamentos

3.1.1 Metal de base

O metal de base utilizado foi a liga de alumínio 5052–F, encontrada

comercialmente na forma de chapa laminada a quente, com dimensões de 1100 x

2000 x 6,35mm (largura x comprimento x espessura), de fornecimento nacional,

obtida por meio de doação do fabricante NOVELIS, cuja ficha técnica de material

indicava composição química conforme pode ser visualizado na Tabela 13.

Tabela 13 – Percentual de elementos em peso na liga 5052 (NOVELIS, 2006).

Si Fe Cu Mn Mg Cr Zn Outros Al

0,25 0,40 0,10 0,10 2,20-

2,80

0,15-

0,35 0,10 0,15 Balanço

As propriedades mecânicas da chapa fornecida estão indicadas na Tabela 14.

Tabela 14 – Propriedades mecânicas da liga 5052 (NOVELIS, 2006).

Limite de resistência a tração (MPa) 170 – 215

Tensão de escoamento (MPa) 65

Dureza Brinell (HB) 47


Para a preparação das juntas a soldar, primeiro foi realizado o seccionamento

utilizando processo de corte a laser, com posterior acabamento e ajuste da

dimensão com auxílio da usinagem. As juntas foram cortadas na dimensão inicial de

54,5 x 207,5mm (largura x comprimento), na seqüência usinadas pelo processo de

fresamento em máquina convencional utilizando insertos de metal duro polido, com

os parâmetros indicados na Tabela 15, para deixar as amostras com dimensão final

de 51,5 x 205mm, conforme pode ser observado na Figura 24.

Figura 24 – Junta preparada na dimensão de 51,5 x 205mm.

Tabela 15 – Parâmetros de usinagem por fresamento.

Condição Rotação (rpm) Avanço (mm/min) Profundidade (mm)

Desbaste 800 40 0,50

Acabamento 1250 160 0,25

Após processo de fresamento, as juntas tiveram as arestas limadas e foi

realizada a limpeza utilizando álcool isopropílico e pano de limpeza. Na seqüência,

foi escolhida aleatoriamente uma junta e realizado a medição de rugosidade das

superfícies que poderiam ser escolhidas para soldagem, com o objetivo de verificar a

ordem do acabamento obtido, para isto foi utilizado o parâmetro de rugosidade Rz

com realização de três medidas por lado.


Na Tabela 16 é possível verificar os valores de seis medições do parâmetro Rz,

o que resultou no valor médio de 4,38±0,83µm para um comprimento de medição

(Lt) 5,6mm, considerando o descarte do início e fim de medição (Lc) de 0,8mm.

Tabela 16 – Parâmetro Rz das superfícies a unir.

Medida Rz (µm) Lt (mm) Lc (mm)

1 3,54

2 3,52

3 4,62

4 4,02

5 5,62

6 4,93

5,6 0,8

Média 4,38 - -

Desvio 0,83 - -

A tabela 16 fornece uma referência da qualidade da superfície, indicando um

valor médio do parâmetro de rugosidade Rz baixo para uma situação de usinagem,

porém como na literatura não é citado valor de referência do acabamento superficial

para juntas a unir pelo processo FSW, não é possível estabelecer uma comparação.

O acabamento por usinagem após corte laser é necessário devido à qualidade

do corte no alumínio, pois o mesmo resulta uma superfície de rugosidade elevada, o

que no posicionamento das juntas resulta em falta de material.

3.1.2 Dispositivo de fixação

Sendo a soldagem FSW um processo onde as forças envolvidas possuem

valores elevados, é necessário uma restrição severa da junta para que não ocorra

deslocamento de um dos lados da chapa, resultando em descontinuidades.


O dispositivo que foi utilizado nesta pesquisa e também na de GIPIELA (2007)

pode ser observado com mais detalhes na Figura 25. O mesmo se caracteriza por

ser do tipo sem refrigeração, construído em aço ASTM A516 grau 70, cuja face

superior da base do dispositivo (backing) é retificada. A sujeição mecânica das

chapas ocorre pelo aperto manual dos parafusos de ajuste vertical e horizontal.

Figura 25 – Dispositivo para fixação das juntas de topo (GIPIELA, 2007).

3.1.3 Equipamento

Os experimentos foram realizados em uma fresadora convencional marca

ROMI modelo U30, que pode ser observada na Figura 26, caracterizada como

fresadora de coluna vertical, de potência no motor principal de 6kW e no de avanço

4kw. Este equipamento foi selecionado em função da elevada potência dos motores,

havendo assim garantia de não ocorrer travamento da ferramenta na peça durante a

soldagem, principalmente na etapa de penetração do pino, fase inicial da soldagem.

A fresadora possui como principais características: montagem da ferramenta

com mandril ISO40 de fixação rígida, avanço da mesa nos eixos x, z e z no modo


manual ou automático, caixa de engrenagens para seleção de rotações no eixo-

árvore e wattímetro para monitoramento da potência requerida em condição de

carga.

Figura 26 – Fresadora universal ROMI U30.

3.1.4 Ferramentas

Foram utilizadas quatro geometrias de ferramentas FSW para a realização dos

experimentos, onde elas são diferenciadas pela combinação entre a forma das duas

partes principais, pino e suporte. Esta combinação de geometrias foi realizada

respeitando as relações dimensionais mínimas indicadas na Tabela 4, da literatura e

das sugestões da pesquisa de GIPIELA (2007), KWON et al. (2002), DAWES e

THOMAS (1999), ZHAO et al. (2005) e BUFFA et al. (2006).


Na Tabela 17 foi estabelecida uma numeração para as ferramentas conforme

combinação de geometria do suporte e pino, com objetivo de facilitar a organização

do experimento.

Tabela 17 – Numeração e geometria das ferramentas FSW.

Ferramenta Pino Suporte

1 Cilíndrico Plano

2 Cônico Plano

3 Cilíndrico Côncavo

4 Cônico Côncavo As ferramentas utilizadas podem ser visualizadas com mais detalhes

dimensionais nas Figuras 27 e 28. Ambas foram fabricadas em aço rápido ABNT

M35, indicado para fabricação de ferramentas, do fornecedor VILLARES, código

comercial VK5E RD, cujo certificado de fornecimento encontra-se no anexo A.

Figura 27 – Ferramentas 1 e 3 com pino cilíndrico utilizadas no experimento.


Figura 28 – Ferramentas 2 e 4 com pino cônico utilizadas no experimento.

Apesar da utilização do aço para trabalho a quente ABNT H13 em grande parte

das pesquisas FSW verificadas na literatura, no momento de fabricação das

ferramentas, o mesmo não se encontrava disponível, fato que levou a substituição

por um material compatível disponível, neste caso o ABNT M35.

A matéria-prima para fabricação das ferramentas foi obtida em forma de barra

com diâmetro 47,62mm, onde para definição da forma da ferramenta, a primeira

etapa foi a usinagem em torno convencional, deixando um sobremetal de 0,50mm

para etapa de acabamento por retificação cilíndrica após processo de tratamento

térmico de endurecimento por martêmpera.

A dureza inicial do material da ferramenta no estado laminado a quente, era de

260HB (24,7HRC) e após rotina de tratamento térmico na empresa TEMPERAPAR,

foi verificado uma dureza de 64±2HRC.

A rotina de tratamento térmico foi a seguinte:

- Pré-aquecimento a 450ºC em banho de sal;

- Pré-aquecimento a 860ºC em banho de sal;


- Austenitização a 1100ºC em atmosfera controlada;

- Resfriamento rápido e manutenção da temperatura em banho de sal a 360ºC com

posterior resfriamento ao ar;

- Triplo revenimento a 550ºC em banho de sal, de uma hora cada, exceto o último,

com duas horas.

Na etapa de tratamento térmico das ferramentas foi colocado um corpo-de-

prova cilíndrico de aço rápido ABNT M35 com diâmetro 34x8mm para verificar

posteriormente a efetividade da rotina de tratamento térmico realizado nas

ferramentas. Após seccionamento por cut-off de uma pequena parte da amostra

citada, foi realizado o embutimento, lixamento, polimento com diamante e ataque

com reagente Nital.

Na Figura 29 é possível visualizar a distribuição dos carbonetos finos primários

e secundários (região A) na matriz de martensita (região B) após ataque com

reagente Nital, onde os carbonetos distribuídos além de contribuir no aumento de

resistência mecânica, incrementam de forma considerável a resistência ao impacto

do ABNT M35.

Figura 29 – Aço rápido ABNT M35 após ataque com Nital e ampliação de 1000X. Em

A, carbonetos finos primários e secundários, em B a matriz de martensita.

A

50µm

B

A


3.2 Metodologia

A seleção dos parâmetros para a efetivação dos experimentos foi realizada

com base na condição de soldagem definida por VILAÇA et al. (2005), pela razão

VR/VS e nos resultados da pesquisa de GIPIELA (2007).

A condição de soldagem é definida conforme estudos de VILAÇA et al.

(2005), pela razão entre os parâmetros VR/VS, conforme indicado na Tabela 1, onde

tem-se três condições de soldagem: a frio (VR/VS ≤ 2), intermediária (2 ≤ VR/VS ≤ 4)

e a quente (VR/VS ≥ 4).

Quando a razão VR/VS ≤ 2 tem-se a condição de soldagem resultante a frio, o

que favorece a geração do defeito cavidade, enquanto para 2 ≤ VR/VS≤ 4 determina

uma condição intermediária de soldagem, possibilitando a soldas com isenção de

cavidades.

Com referências nos valores de VS e VR dos estudos desenvolvidos por

GIPIELA (2007) e nas condições de soldagem definidas por VILAÇA et al. (2005),

foram estabelecidos os parâmetros VR e VS indicados na Tabela 18 para realização

dos experimentos no equipamento selecionado, que determinaram duas condições

distintas de soldagem, intermediária e a quente, pela qual foram executados os

ensaios com as quatro ferramentas, com inclinação de 0° e 2°.

Tabela 18 – Parâmetros do experimento.

VR (rpm) VS (mm/min) 250 1000 112

Como o objetivo foi avaliar a influência da geometria dentro das condições

estabelecidas, tiveram-se fatores definidos como mais influentes, que são:

velocidade de rotação, geometria da ferramenta e inclinação da ferramenta. A

velocidade de soldagem foi fixada como única, o que é de praxe na linha de estudos

de geometria de ferramentas e seus efeitos.

A técnica adotada para o planejamento de experimento foi a fatorial completa

com quatro fatores (pino, suporte, VR e θ) a 2 níveis, resultando em dezesseis


ensaios por rodada, e com realização de uma réplica totalizando 32 ensaios. A

matriz do experimento foi definida conforme Tabela 19.

Tabela 19 – Matriz do experimento repetida para θ de 0° e 2°.

Ensaio Ferramenta VR (rpm) 7 1 1000

9 1 250

8 2 1000

4 2 250

6 3 1000

1 3 250

3 4 1000

2 4 250

A velocidade de inserção da ferramenta na junta no inicio da solda foi de

14mm/min. Nos ensaios, a ferramenta teve penetração até 6,20mm conforme

discutido adiante, o que resulta uma folga de 0,15mm até a superfície de apoio do

dispositivo e uma penetração do suporte efetiva de 0,30mm.

Para a realização dos ensaios, foi fixado o dispositivo na mesa da máquina e

medido o desvio do paralelo da superfície de apoio retificada com relação ao eixo

árvore da máquina, no sentido longitudinal, o qual foi verificado o valor máximo de

0,02mm. Também foi medido o batimento do corpo da superfície do cilindro do

suporte, que resultou em 0,05mm, por fim, também o batimento da superfície do

cilindro do pino, que indicou 0,06mm. Estes valores de desvio e batimento podem

ser considerados adequados, similares ao obtido por GIPIELA (2007).

O controle da penetração da ferramenta na peça foi realizado visualmente no

anel graduado de movimento vertical da mesa, onde após penetração de 6,20mm do

pino, foi aguardado de 10s para estabilização da ferramenta, na seqüência sendo

acionado o avanço longitudinal da mesa para efetivação da soldagem.

A entrada e saída da ferramenta na peça foram realizadas a uma distância de

5mm das bordas da chapa com relação ao suporte, sendo que a entrada ocorreu no

lado 1 e a saída no lado 2, conforme indicado na Figura 30.


Figura 30 – Entrada em 1 e saída em 2 da ferramenta FSW a 5mm da borda.

Entre a realização de cada ensaio foi aguardado um tempo de 10 minutos para

resfriamento do dispositivo e da ferramenta, não interferindo na soldagem posterior.

Durante a realização dos experimentos não foi realizado controle de temperatura

com auxílio de termopar, o que seria interessante para conhecer o comportamento e

história térmica pela qual cada junta estaria submetida em função de VR e VS.

Após cada ensaio, esperava-se 3 minutos para parte do calor retido no

dispositivo dissipar, e fazia-se um contato com a mão de forma a verificar se era

possível soltar os parafusos de fixação do dispositivo e retirar a junta soldada.

3.3 Retirada de amostras

As amostras utilizadas na metalografia foram retiradas conforme Figura 31, por

meio de seccionamento manual com serra e posterior correção por cut-off, onde

foram descartadas as regiões de entrada e saída da ferramenta, locais de grande

variação de aporte térmico. As amostras retiradas para metalografia, chamadas de A

1 2


e B, também foram utilizadas no ensaio de microdureza. O lado 1 a esquerda indica

o lado de entrada da ferramenta, enquanto o 2 indica o lado de saída.

21

A B

Figura 31 – Indicação da região de retiradas das amostras A e B para metalografia.

3.4 Microdureza

Os ensaios de microdureza foram realizados utilizando um equipamento marca

Shimadzu, modelo HMV, na escala Vickers, com carga de 0,1kgf aplicada por 10s,

utilizando como referência à norma ASTM E384. As identações foram realizadas a

uma distância de 3,20mm com relação à superfície superior da amostra, com

espaçamento de 1mm entre cada medida, conforme verificado na Figura 32.

Figura 32 – Procedimento para microdureza na seção transversal da amostra.


3.5 Metalografia

Foi realizada a etapa de metalografia com divisão em macrografia para

levantamento das regiões de soldagem e dimensão das descontinuidades com

posterior execução da micrografia para verificação e mensuração da distribuição das

fases na região de união.

Para realização das macrografias, primeiro as amostras foram removidas por

meio de serramento manual e após passaram pela etapa de lixamento em lixas de

SiC com as seguintes granulometrias: 220, 400 e 600. Na seqüência, as amostras

foram limpas com álcool, secadas com jato de ar quente e submetidas a ataque

químico de 30s (reagente Poulton). A limpeza do reagente da superfície foi realizada

com água corrente a temperatura ambiente.

Para micrografia, as amostras corrigidas por meio de cut-off foram embutidas a

frio em resina de poliéster cristal catalisada. A sequência de lixamento manual em

lixas de SiC ocorreu com as granulometrias: 600, 1200 e 2400. O polimento foi

realizado em duas etapas, na primeira com diamante de granulometria 3µm e

acabamento com diamante de 1µm. O ataque foi realizado para tempo de 10s

(reagente Keller), com limpeza em água corrente e secagem posterior com jato de ar

quente.

3.6 Radiografia

As radiografias foram realizadas nas amostras aprovadas por critério de exame

visual, considerando as descontinuidades de abertura de raiz, falta de penetração,

cavidades no cordão de solda visíveis na superfície de solda ou falta de união. As

amostras analisadas foram da primeira rodada experimental e sua réplica.

O ensaio de radioscopia industrial foi realizado pela empresa ENGISA com a

utilização de aparelho marca Rich Seifert & Co Radioscopic Inspection System DP-

419 v2.13, trabalhando com tensão de 90 kV e corrente de 4,0 mA, o qual obtém as

radiografias em tempo real, com registro digital em alta resolução da imagem obtida.

As juntas foram colocadas na posição horizontal no equipamento, sendo

realizadas duas aquisições de imagens por peça, uma à esquerda mostrando a


região de entrada da ferramenta com a parte central e outra mostrando a região de

saída da ferramenta junto com a parte central. Nos resultados são apresentadas

duas radiografias, uma onde a soldagem não apresenta cavidades e outra com a

presença de cavidades, sendo que as demais são disponibilizadas no anexo B.

3.7 Testes preliminares

Os testes preliminares desenvolvidos com os parâmetros selecionados para as

quatro geometrias de ferramentas foram iniciados em um centro de usinagem CNC

marca Cincinatti, modelo Arrow S500, potência de 5,5kW, rotação máxima de

6000rpm, avanço nos eixos x/y de 3 a 12000mm/min e z de 3 a 10000mm/min, com

capacidade de força nos eixos x/y de 3kN e no z de 5,2kN, equipamento

disponibilizado no laboratório de usinagem CNC da UTFPR, Campus Curitiba.

O equipamento pela configuração de projeto não apresentava a robustez

necessária ao processo FSW, porém, como os parâmetros de união selecionados

(VR e VS) não eram elevados se pensados como parâmetros de usinagem,

esperava-se a efetivação da união sem problemas. As condições ensaiadas foram:

VR de 250 e 1000rpm com VS de 112mm/min, penetração do pino da ferramenta até

6,05mm, entrada da ferramenta com VS de 14mm/min, utilizando uma ferramenta de

suporte plano e pino cilíndrico, ferramenta denominada como 1.

Foi verificado que a máquina não possuía a força necessária no eixo z para

fazer a penetração da ferramenta, tanto para VR de 250rpm quanto para 1000rpm,

pois antes do suporte da ferramenta tocar a chapa, o controlador numérico do

equipamento detectava uma diferença de valor entre o mensurado pela régua ótica e

o informado pelo programa, fenômeno que resultava em bloqueio de rotação do

eixo-árvore e do avanço da mesa, um acionamento de emergência automático como

medida de proteção contra danos ao sistema.

Apesar da tentativa de contornar a restrição na penetração da ferramenta com

VS de 14mm/min por meio de paradas intermediárias com controle manual, o que

resultou em um tempo elevado de penetração, medida que resolveu o problema

parcialmente, contudo após liberação para rodar o programa, a ferramenta parou


após movimentar aproximadamente 70mm, em função de diferença de valores entre

informado e medido na régua ótica.

A máquina também apresentou vibração excessiva a partir do contato do

suporte com a junta, assim como no desenvolvimento da soldagem após início do

avanço da mesa. Com o acionamento da emergência de forma automática, o ensaio

foi parado e depois de retirada a junta, foi observado a soldagem do pino da

ferramenta com o material de base.

Na Figura 33 pode ser verificado a união que ocorreu da ferramenta FSW em

aço rápido ABNT M35 com a liga de alumínio 5052 da junta, função da ocorrência

parcial de fusão do metal de base devido a elevada quantidade de calor resultante

do tempo elevado de penetração da ferramenta.

Figura 33 - Suporte soldado em parte da junta após retirada do dispositivo.

Devido aos resultados desfavoráveis dos experimentos realizados no centro de

usinagem Cincinatti, foi decidido pela utilização de uma fresadora convencional,

buscando robustez, com abertura do controle de movimentos e posição oferecidos

por um equipamento CNC.

Assim foi selecionado a fresadora convencional universal ROMI U30, na qual

foi possível realizar o teste preliminar de soldagem e a verificação da influência do

fator penetração, conforme Tabela 20, e posteriormente toda a parte experimental.


O teste de penetração realizado com a ferramenta 1 sob VR de 250rpm e VS

de 112mm/min, onde verificou-se que a penetração do pino até 6,20mm, com folga

de 0,15mm até a base do dispositivo e penetração do suporte de 0,30mm, como a

situação que apresentou o melhor resultado para a ferramenta utilizada, com

isenção de descontinuidade cavidade para θ=2° e menor cavidade para θ=0°, sendo

o ensaio replicado uma vez.

Tabela 20 – Teste de penetração do pino e do suporte.

Teste Penetração do Pino (mm) Folga (mm) Penetração suporte (mm)6,05 0,30 0,15

6,10 0,25 0,20 Teste 1

6,15 0,20 0,25

6,20 0,15 0,30

6,25 0,10 0,35 Teste 2

6,30 0,05 0,40

Conforme já havia sido verificado por LOMOLINO et al. (2005), JAMES et al.

(2004), THOMAS E DOLBY (2002) e OOSTERKAMP et al. (2004), a utilização de

parâmetros inadequados é um fator causador de descontinuidades, no caso o

parâmetro penetração da ferramenta, que se inadequadamente selecionado, pode

levar ao surgimento das seguintes descontinuidades: falta de penetração, cavidade

e também kissings bonds.

Capítulo 4 Resultado e discussão 71

4 RESULTADOS E DISCUSSÃO

Neste capítulo são apresentados e discutidos os resultados obtidos após

execução dos procedimentos descritos no Capítulo 3. No item 4.1 são apresentados

e discutidos os resultados encontrados na realização dos experimentos, no item 4.2

são expostos os resultados obtidos na radiografia e a descontinuidade revelada, no

item 4.3 são apresentados os resultados obtidos com ensaio de microdureza, no

item 4.4 são apresentados e discutidos os resultados da macrografia, no item 4.5

são apresentados e discutidos os resultados da micrografia e no item 4.6 é

apresentado a abordagem estatística realizada, utilizando como referência a

microdureza, macrografia, micrografia, geometria da ferramenta e relacionando com

a obtenção de soldas isentas de descontinuidade cavidade.

4.1 Experimento planejado

Uma vez definida a profundidade de penetração da ferramenta como 6,20mm

foi realizado o ensaio e sua réplica, conforme definido na matriz de experimentos da

Tabela 21. Para cada rodada completa, no experimento fatorial de quatro fatores a

dois níveis, foram realizados oito ensaios, com a respectiva réplica, totalizando

dezesseis ensaios para cada condição de inclinação de ferramenta.

Após realização dos ensaios foi selecionada a melhor junta a enviar para

posterior análise por meio de raios x, onde os critérios de aprovação aplicados eram

visuais, não devendo a junta apresentar falha de preenchimento na raiz da solda,

cavidades na superfície da solda, rebarbas, trincas, falta de preenchimento no

cordão ou empenamento.

Dos ensaios realizados, teve-se os registros macro para indicação do estado

geral das soldas, na Figura 34 para ferramenta 1, Figura 35 para ferramenta 2,

Figura 36 para ferramenta 3 e Figura 37 para ferramenta 4. Estas juntas soldadas

foram posteriormente seccionadas para realização dos ensaios de macrografia,

micrografia e de microdureza.


Figura 34 – Em A, solda com VR=250rpm. Em B, com VR=1000rpm, sendo ambas com ferramenta 1 de suporte plano e pino cilíndrico com θ=2°.

Figura 35 – Em A, solda com VR=250rpm. Em B, com VR=1000rpm, sendo ambas com ferramenta 2 de suporte plano e pino cônico com θ=2°.

B A

A B


Figura 36 – Em A, solda com VR=250rpm. Em B, com VR=1000rpm, sendo ambas com ferramenta 3 de suporte côncavo e pino cilíndrico com θ=2°.

Figura 37 – Em A, solda com VR=250rpm. Em B, com VR=1000rpm, sendo ambas com ferramenta 4 de suporte côncavo e pino cônico com θ=2°.

B A

B A


Na réplica do ensaio utilizando a ferramenta 4, com VR250rpm e θ=2°, a

mesma sofreu ruptura do pino antes de terminar o cordão. Na soldagem com esta

geometria, foi verificada muita vibração no equipamento, apesar de sua robustez. Foi

necessária a construção de uma nova ferramenta para refazer a réplica do ensaio.

4.2 Radiografia

Das soldas realizadas no experimento e que foram previamente aprovadas

por critério de exame visual, as mesmas também tiveram parte da junta seccionadas

manualmente, com o objetivo de detectar a presença ou não de descontinuidades

que levariam a rejeição da junta. Após foi realizado o exame de radiografia com

objetivo de detectar descontinuidades no interior da solda, especificamente

cavidades, falta de penetração e kissing bonds. Duas radiografias ilustrativas de uma

solda boa e outra ruim quanto a cavidade podem ser vistas nas Figuras 38 e 39.

Na Figura 38 é possível verificar a radiografia da solda obtida com a

ferramenta 1 e VR=250rpm a θ=2° (suporte plano e pino cilíndrico), onde a mesma

foi considerada como aceita por não apresentar descontinuidades que rejeitam a

mesma. A observação indicada como A representa uma pequena abertura entre as

duas juntas no espaço de folga entre o suporte da ferramenta e borda da chapa,

resultante da intensa deformação no momento de entrada da ferramenta, mostrando

também a partir de onde iniciou a área de contato do suporte. A observação B indica

a localização do dispositivo utilizado para fixação da junta no momento de realização

da radiografia.

Na Figura 39 tem-se a radiografia da solda obtida com a ferramenta 4 e

VR=250rpm a θ=2° (suporte côncavo e pino cônico), onde a mesma foi considerada

rejeitada pela apresentação de uma descontinuidade de cavidade, presente no

interior do cordão e revelada pela radiografia, a qual inicia no local onde ocorreu a

entrada do pino e se estende reduzindo sua largura até deixar de existir em direção

ao fim do cordão.

A descontinuidade do tipo cavidade verificada na Figura 39, está associada

com o escoamento de material no estado sólido na região próxima do pino, conforme


também verificado por JAMES et al. (2005), o qual foi instável no inicio da soldagem

devido, por exemplo, a falta de pressão em função do volume de material expulso

pelo pino e acumulado sob o suporte, mas que se estabilizou em direção ao fim da

solda. As radiografias das demais soldas encontram-se no Anexo B, sendo que as

juntas rejeitadas apresentaram descontinuidade semelhante à da Figura 39.

Figura 38 – Radiografia da junta obtida com a ferramenta 1, VR=250rpm e θ=2°. Em A, a abertura da junta na entrada da ferramenta, em B, o suporte para fixação na

câmara de radiografia.

As juntas obtidas nos ensaios realizados com as quatro ferramentas na

condição de ferramenta sem inclinação apresentaram problemas de descontinuidade

de cavidade semelhante ao indicado na Figura 39, presente em grande parte do

cordão de solda, o que foi verificado por meio de radiografia, levando a uma

condição de reprovação de todas as amostras considerando o critério de aceitação

da ASME BPVC seção IX parte QW, a qual indica que descontinuidades do tipo que

A

B


apresentam falta de material por grandes distâncias no interior da solda, levam a

rejeição imediata.

Figura 39 – Radiografia da junta obtida com a ferramenta 4, VR=250rpm e θ=2°. A região marcada indica a ocorrência de cavidade no interior do cordão.

Optou-se por editar o mínimo possível as imagens radiográficas, logo, para

auxiliar na interpretação das imagens do Anexo B, está disponibilizado também no

Anexo B uma radiografia esquemática com as respectivas observações sobre uma

radiografia típica para uma solda FSW.

Os resultados obtidos nos ensaios com as ferramentas a θ=0° vão de encontro

aos resultados obtidos por GIPIELA (2007), no qual todos os ensaios com a

ferramenta sem inclinação apresentaram elevados valores de área de cavidade,

devido a problemas com força de forjamento e escoamento de material em torno do

pino da ferramenta. Na Tabela 21 está um resumo dos resultados obtidos das

radiografias para as juntas selecionadas dos ensaios a θ=0° e θ=2°.


Tabela 21 – Resultado das radiografias para ensaios a θ=0° e θ=2°.

Solda Ferramenta θ=0º θ=2º

1 Pino cilíndrico e suporte plano 1000rpm Rep. Rep.

2 Pino cilíndrico e suporte plano 250rpm Rep. Apr.

3 Pino cilíndrico e suporte côncavo 1000rpm Rep. Apr.

4 Pino cilíndrico e suporte côncavo 250rpm Rep. Apr.

5 Pino cônico e suporte plano 1000rpm Rep. Apr.

6 Pino cônico e suporte plano 250rpm Rep. Rep.

7 Pino cônico e suporte côncavo 1000rpm Rep. Apr.

8 Pino cônico e suporte côncavo 250rpm Rep. Rep.

Todas as juntas obtidas com a ferramenta sem inclinação apresentaram

problema de cavidade no interior do cordão, sendo reprovadas (Rep.) por no geral

se estenderem por grande comprimento no interior do cordão.

As juntas obtidas com ferramenta inclinada a 2º apresentaram 50% de

aprovação (Apr.), sendo o grupo de amostras no qual foi direcionado a verificação

de microdureza.

4.3 Microdureza

Foi realizada a medição do perfil de microdureza na seção transversal à

distância de 3,20mm abaixo da face superior da solda, sendo obtido um perfil para

cada amostra e também para a entrada e saída da ferramenta 1, na condição de

VR=250rpm e θ=2°. Os valores obtidos das identações na seção transversal estão

indicados nas Tabelas 22 e 23, enquanto para entrada e saída da ferramenta podem

ser visualizados nas Tabelas 29 e 30.

O ensaio de microdureza no metal de base, foi realizado em duas amostras

cortadas no sentido transversal a laminação da chapa, com 4 identações por


amostra, com medição também a 3,20mm da superfície, o que resultou em um valor

médio de 65,3±1,9HV0,1.

O estudo de microdureza foi concentrado especificamente nas amostras

obtidas nos ensaios com ferramenta inclinada de 2°, condição na qual foi obtida

50% das amostras aprovadas pela isenção de descontinuidade cavidade, permitindo

estabelecer um comparativo entre si. As dimensões das descontinuidades são

apresentadas e discutidas dentro do tópico de macrografia.

Dos dados indicados nas Tabelas 22 e 23, os mesmos foram abertos de forma

detalhada nas Tabelas 24 e 25, mostrando os valores de dureza média para cada

região da solda (MB, ZTA, ZTMA e NUGGET) assim como o desvio padrão.

Também foi detalhado nas Tabelas 27 e 28 os valores de dureza média para cada

macroregião da solda, sendo: lado de recuo, nugget e lado de avanço.

Os valores de distância considerados para definir o comprimento de cada

região da solda foram referenciados nas dimensões da ferramenta e nas

observações da macrografia. Desta forma, o comprimento do nugget foi definido

como aproximadamente igual ao diâmetro do pino da ferramenta de 6,35mm, e

padronizado para avaliação de todos os perfis de microdureza. As demais regiões

ficam como observação, uma vez que estas regiões variam de uma junta para outra,

em função de cada ferramenta e dos parâmetros utilizados.

A Tabela 24 exibe os valores médios de microdureza e respectivos desvios

obtidos para as ferramentas 2 e 1 da Tabela 22, onde verifica-se que a máxima

dureza obtida na região do nugget foi 63,3±0,5HV0,1 e a mínima 57,0±1,3HV0,1.

A Tabela 25 exibe os valores médios de microdureza e respectivos desvios

obtidos para as ferramentas 4 e 3 da Tabela 23, onde verifica-se que a máxima

dureza obtida na região do nugget foi 67,1±2,9HV0,1 e a mínima 57,4±0,9HV0,1.

Com os valores apresentados nas Tabelas 24 e 25 para a região do nugget, é

possível verificar que as soldas que apresentaram menor perda de dureza com

relação ao metal de base são obtidos para a ferramenta 2 que possui pino cônico e

suporte plano, isso significa a ocorrência de maior encruamento nesta região, onde

estas juntas apresentaram ambas a presença de descontinuidade do tipo cavidade

no interior do cordão.


Tabela 22 – Valores de microdureza HV0,1 obtidos das identações das soldas realizadas com as ferramentas 2 e 1 e θ=2°.

Pino cônico suporte plano

250rpm


1000rpm

Pino cilíndrico suporte plano

250rpm


1000rpm

20 65,3 64,9 65,1 64,219 67,5 62,8 66,6 63,318 66,8 63,7 64,3 62,117 64,5 64,6 62,5 59,516 65,2 61,9 64,1 63,315 63,8 61,5 64,7 57,814 63,1 56,4 66,3 58,513 62,1 55,9 64,3 57,612 62,7 55,7 64,0 56,811 61,8 55,8 63,3 56,810 60,2 53,7 62,2 56,99 61,4 56,4 62,9 58,68 59,3 57,0 59,8 58,77 59,9 59,3 60,7 58,46 59,8 57,4 61,2 59,75 58,1 54,9 61,4 57,74 56,2 55,0 61,2 55,33 59,8 56,4 62,6 58,22 62,2 58,8 63,8 59,21 59,0 58,1 63,4 65,5

0 0 58,9 57,5 63,8 59,2-1 57,8 57,4 63,0 59,1-2 59,8 55,7 62,9 56,5-3 56,9 55,2 63,9 55,2-4 57,6 56,3 65,8 57,1-5 57,5 57,1 63,6 57,6-6 56,8 55,2 64,8 55,9-7 55,9 55,6 63,4 55,9-8 63,0 55,4 63,9 55,0-9 58,8 55,2 62,7 56,1

-10 62,6 54,6 62,1 56,5-11 61,2 56,4 59,2 55,8-12 61,5 57,0 67,4 55,9-13 65,3 60,4 64,3 56,4-14 63,4 59,0 63,5 56,7-15 64,6 61,9 61,4 58,1-16 65,0 63,0 60,5 63,5-17 64,3 63,3 61,9 62,3-18 64,6 63,6 63,8 63,1-19 64,2 65,3 63,0 63,2-20 65,3 66,2 63,4 66,6

Identação

ZTM

AZT

MA

Ava

nço

Rec

uo

Nug

get

MB

MB

ZTA

ZTA


Tabela 23 – Valores de microdureza HV0,1 obtidos das identações das soldas realizadas com as ferramentas 4 e 3 e θ=2°.

Pino cônico suporte concavo

250rpm

Pino cônico suporte concavo

1000rpm

Pino cilíndrico suporte côncavo

250rpm

Pino cilíndrico suporte côncavo

1000rpm

20 62,7 63,6 63,4 60,319 63,2 62,4 62,3 55,518 63,1 58,8 63,2 55,617 64,8 58,3 64,9 54,116 65,6 57,7 62,6 56,515 67,3 56,1 62,0 54,014 65,8 49,2 59,3 54,613 67,7 48,1 59,7 56,112 68,3 50,6 60,1 55,011 71,6 52,8 57,5 58,810 71,8 55,0 56,9 60,89 67,6 55,1 57,0 59,68 69,2 55,5 57,7 56,67 70,5 56,3 63,4 55,76 71,9 56,6 60,2 57,95 71,3 57,0 56,1 56,44 75,4 56,9 58,3 59,03 69,4 57,4 58,0 57,32 72,7 57,6 58,1 59,51 65,3 56,8 59,4 58,9

0 0 65,3 58,0 59,0 59,2-1 64,8 56,7 59,2 60,9-2 65,6 56,3 56,9 61,2-3 66,9 59,1 59,9 59,4-4 71,2 56,2 60,7 59,4-5 66,5 58,4 58,0 57,2-6 65,6 58,8 61,0 59,3-7 64,9 58,2 59,5 58,5-8 64,5 55,8 58,1 56,4-9 63,8 54,7 61,0 57,8

-10 63,6 55,2 60,4 55,9-11 65,2 55,5 61,2 55,4-12 64,6 55,3 62,3 57,6-13 65,1 56,5 61,3 62,0-14 68,1 56,9 60,8 63,1-15 66,7 60,2 64,7 64,4-16 65,5 61,5 63,3 64,8-17 65,6 63,1 63,6 66,4-18 65,0 65,2 64,2 67,5-19 67,2 62,1 62,8 69,2-20 67,0 63,7 63,6 69,0

MB

ZTA

ZTM

AZT

MA

ZTA

MB

Identação

Ava

nço

Rec

uo

Nug

get


Tabela 24 – Resumo dos dados para microdureza das ferramentas 2 e 1.

Tabela 25 – Resumo dos dados para microdureza das ferramentas 4 e 3.


250rpm


1000rpm


250rpm


1000rpm

66,5 63,8 65,3 63,21,1 1,1 1,2 1,164,5 62,7 63,8 60,20,7 1,7 1,1 2,860,4 56,1 62,5 57,72,1 1,5 1,9 1,259,2 57,0 63,3 59,01,7 1,3 0,5 3,360,3 56,6 63,7 56,33,1 1,8 2,1 0,764,6 62,7 61,3 61,30,4 0,7 0,7 2,864,7 65,0 63,4 64,30,6 1,3 0,4 2,0

Região/ Ferramenta

Desvio Nugget

Desvio MBMédia ZTADesvio ZTA

Média Nugget

Média MB

Média ZTMAAva

nço

Rec

uoN

Média ZTADesvio ZTAMédia MBDesvio MB

Desvio ZTMA

Média ZTMADesvio ZTMA


250rpm


1000rpm


250rpm


1000rpm

63,0 61,6 63,0 57,10,3 2,5 0,6 2,7

65,9 57,4 63,2 54,91,3 1,1 1,5 1,4

70,1 53,9 58,7 57,32,7 3,2 2,1 2,0

67,1 57,4 58,6 59,52,9 0,9 1,0 1,3

65,7 56,5 60,4 58,42,2 1,4 1,3 2,4

65,9 61,6 63,9 65,20,7 1,5 0,7 1,1

66,4 63,7 63,5 68,61,2 1,6 0,7 0,9

Região/ Ferramenta

Rec

uo

Média ZTMADesvio ZTMA

Média ZTADesvio ZTAMédia MBDesvio MB

Desvio ZTAMédia ZTMADesvio ZTMA

N Média NuggetDesvio Nugget

Ava

nço

Média MBDesvio MBMédia ZTA


Os valores de desvio padrão tanto para Tabela 22 quanto para 23 no NUGGET

são bem distintos entre si. Desta forma, é mais interessante comparar o coeficiente

de variação (CV) para a região considerada, pois segundo CRESPO (2002),

caracterizar uma dispersão ou variabilidade entre séries distintas somente pelo

desvio padrão não é aconselhável.

O coeficiente de variação pode ser calculado pela razão entre o desvio padrão

e a média da amostra conforme Equação 2.6, expresso de forma percentual, onde

para utilizações experimentais na área de exatas, o valor de CV não deve exceder

10% segundo CRESPO (2002).

100∗=xsCV Eq. 2.6

Onde:

s – desvio padrão da amostra

x – média da amostra

Os valores de CV obtidos para as Tabelas 22 e 23 estão indicados na Tabela

26. Todos os valores de coeficiente de variação estão abaixo de 10%, o que sugere

variação baixa e aceitação do experimento, ao compará-los individualmente, o

menor valor de CV indica maior precisão nos resultados obtidos dentre as amostras

avaliadas.

Tabela 26 – Valores de coeficiente de variação microdureza no nugget.

Ferra

men

tas Pino

cônico suporte plano

250rpm


1000rpm


250rpm


1000rpm

Pino cônico suporte côncavo 250rpm

Pino cônico suporte côncavo 1000rpm

Pino cilíndrico suporte côncavo 250rpm


Desvio 1,7 1,3 0,5 3,3 2,9 0,9 1,0 1,3

Média 59,2 57,0 63,3 59,0 67,1 57,4 58,6 59,5

CV 2,9 2,3 0,8 5,6 4,3 1,6 1,7 2,2


Para os valores de microdureza apresentados nas Tabelas 22 e 23, os

mesmos foram separados em função das regiões da solda FSW, sendo: MB, ZTA,

ZTMA e NUGGET. Entretanto é interessante observar o valor médio para cada

macroregião conforme indicado nos perfis de dureza, sendo: lado de recuo, nugget e

lado de avanço.

Os valores de microdureza separado pelas macroregião estão indicados nas

Tabelas 27 e 28.

Tabela 27 – Resumo dos dados para microdureza das ferramentas 2 e 1, considerando divisão em lado de avanço, nugget e lado de recuo.

Tabela 28 – Resumo dos dados para microdureza das ferramentas 4 e 3, considerando divisão em lado de avanço, nugget e lado de recuo.

Os valores apresentados nas Tabelas 27 e 28 de microdureza média para as

regiões citadas são muito próximos, sendo necessário posteriormente à utilização de

análise estatística para estabelecer um comparativo destes valores.


250rpm


1000rpm

Pino cilíndrico

suporte plano 250rpm

Pino cilíndrico

suporte plano 1000rpm

62,2 58,6 63,2 58,73,1 3,8 2,0 2,059,2 57,0 63,3 58,61,7 1,3 0,5 2,361,9 59,1 63,2 58,43,3 4,0 1,9 3,3Desvio Recuo

Média AvançoDesvio Avanço

Região/ Ferramenta

Média Recuo

Média NuggetDesvio Nugget

Pino cônico suporte concavo 250rpm

Pino cônico suporte concavo 1000rpm



68,1 55,9 60,1 57,13,6 4,1 2,6 2,167,1 57,4 58,6 59,52,9 0,9 1,0 1,365,9 58,8 61,7 60,91,8 3,5 2,2 4,0

Média RecuoDesvio Recuo

Média AvançoDesvio AvançoMédia NuggetDesvio Nugget

Região/ Ferramenta


Na Figura 40 é possível verificar a comparação gráfica entre os perfis de

dureza obtidos para a ferramenta 1 de pino cilíndrico e suporte plano, sob as duas

condições de VR. O perfil de microdureza para VR=250rpm apresentou dureza

média na região do nugget de 63,3±0,5HV0,1 enquanto com VR=1000rpm o valor

médio foi 59,0±3,3HV0,1.

Figura 40 – Gráfico do perfil de microdureza da secção transversal das

amostras para ferramenta 1 de pino cilíndrico e suporte plano a θ=2°.

A maior quantidade de calor obtida com VR=1000rpm determina junto com

VS=112mm/min a condição de soldagem a quente, especificada por VILAÇA et al.

(2005), de forma que o perfil de dureza obtido a quente tende sempre estar

posicionado abaixo da condição de soldagem intermediária com VR=250rpm, devido

à condição de soldagem a quente favorecer a recuperação dos grãos com elevada

densidade de discordâncias, resultante da deformação intensa na região da solda,

conforme verificado por SU et al. (2003).

A Figura 41 estabelece o comparativo entre os perfis de dureza obtidos com a

ferramenta 2 de pino cônico e suporte plano sob as duas condições de soldagem. O

perfil de microdureza para VR=250rpm apresentou dureza média na região do

nugget de 59,2±1,7HV0,1 enquanto com VR=1000rpm o valor médio foi

57,0±1,3HV0,1.

50

52

54

56

58

60

62

64

66

68

70

-20 -18 -16 -14 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Distância do centro (mm)

Mic

rodu

reza

(HV0

,1)

Pino cilíndrico suporte plano 250rpm Pino cilíndrico suporte plano 1000rpm

Recuo AvançoNugget


Figura 41 - Gráfico do perfil de microdureza da secção transversal das amostras

para ferramenta 2 de pino cônico e suporte plano a θ=2°.

Nos perfis de dureza obtido na condição a quente para a ferramenta de pino

cônico e suporte plano há uma diferença significativa de dureza, o que corrobora

com os estudos de BUFFA et al. (2006) de que o perfil de pino cônico causa uma

maior geração de calor, acentuando a queda de dureza.


ferramenta 3 de pino cilíndrico e suporte côncavo sob as duas VR.


para ferramenta 3 de pino cilíndrico e suporte côncavo a θ=2°.

50

52

54

56

58

60

62

64

66

68

70

-20 -18 -16 -14 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20


Mic

rodu

reza

(HV0

,1)

Pino cônico suporte plano 250rpm Pino cônico suporte plano 1000rpm

Nugget AvançoRecuo

50

52

54

56

58

60

62

64

66

68

70

-20 -18 -16 -14 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20


Mic

rodu

reza

(HV0

,1)

Pino cilíndrico suporte côncavo 250rpm Pino cilíndrico suporte côncavo 1000rpm

NuggetRecuo Avanço


O perfil de microdureza da Figura 42 para VR=250rpm apresentou dureza

média na região do nugget 58,6±HV1,0 enquanto com VR=1000rpm o valor médio

foi 59,5±1,3HV0,1, sendo que próximo a região central da solda, o nugget, os dois

perfis são muito semelhante, indicando que o fluxo de material em função da

atuação do pino, apesar de estar sob condições distintas de VR, apresentou o

mesmo comportamento no escoamento do material.


ferramenta 4 de pino cônico e suporte côncavo sob as duas condições de soldagem.

O perfil de microdureza para VR=250rpm apresentou dureza média na região do

nugget de 67,1±2,9HV0,1 enquanto com VR=1000rpm o valor médio foi

57,4±0,9HV0,1.

Assim como na ferramenta 2 de pino cônico, a ferramenta 4 apresentou uma

diferença ainda maior de dureza entre as duas condições de soldagem, o que

confirma os estudos de BUFFA et al. (2006) de que o pino cônico causa maior

geração de calor, o que acentuou a queda de dureza, principalmente no lado de

avanço da solda.


para ferramenta 4 de pino cônico e suporte côncavo a θ=2°.

46,048,050,052,054,056,058,060,062,064,066,068,070,072,074,076,0

-20 -18 -16 -14 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20


Mic

rodu

reza

(HV0

,1)

Pino cônico suporte concavo 250rpm Pino cônico suporte concavo 1000rpm

Nugget AvançoRecuo


Como complemento as verificações de microdureza realizada na secção

transversal da soldagem, foi executado um pequeno mapeamento de dureza numa

secção longitudinal a soldagem para a ferramenta 1 de pino cilíndrico e suporte

plano com VR=250rpm, considerando região de entrada e saída da ferramenta.

As identações realizadas na região de entrada da ferramenta estão indicadas

na Tabela 29, onde as identações de 0 até 5 correspondem a folga entre a borda do

chapa e o suporte (5mm), onde os valores representam a própria dureza do metal de

base. Da identação 5 até a 30 está abrangido praticamente o diâmetro do suporte.

A Figura 44 ilustra o gráfico do perfil longitudinal de microdureza dos dados

apresentados na Tabela 29 para a região de entrada da ferramenta 1 na junta, onde

verifica-se um detalhe interessante, nas identações que correspondem a região de

atuação do pino na inserção da ferramenta na junta, ocorre um pico de dureza,

devido a extrema deformação localizada causada naquele local, causando

endurecimento por trabalho mecânico.

Tabela 29 – Valores de microdureza HV0,1 obtidos das identações na região

de entrada da solda realizada com a ferramentas 1 a VR=250rpm a θ=2°.

Identação 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

Dureza 65 64,5 63,9 62,7 63 65,2 64,7 67,1 64,3 63,3 63 61,9

Identação 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23

Dureza 63,9 62,6 61,6 61,8 72,5 87 71,3 68,3 66,2 66,3 63,7 67,1

Identação 24 25 26 27 28 29 30 Média Desvio Padrão

Dureza 63,8 63,2 65 64,8 62,8 61,9 60,4 64,5 4,8

A dureza média medida na região de entrada foi de 64,5±4,84HV0,1 que está

próximo ao valor do metal de base 65,3±1,9, indicando que a deformação sucessiva

pela ação do pino e do suporte pelo tempo de 10s para estabilização da ferramenta

antes da liberação do avanço longitudinal da máquina para efetivar a soldagem, não

causaram redução de dureza, pelo contrário, causou um pico na região do pino pelo

encruamento.


555759616365676971737577798183858789

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34

Distância da borda de entrada (mm)

Mic

rodu

reza

(HV0

,1)

Figura 44 – Perfil de microdureza longitudinal a entrada da ferramenta 1 a θ=2°.

As identações realizadas na região de saída da ferramenta estão indicadas na

Tabela 30, onde as identações de 0 até 12 tem por referência a “parede” do furo de

saída da ferramenta em direção a borda da chapa (5mm).

Tabela 30 – Valores de microdureza HV0,1 obtidos das identações na região

de saída da solda realizada com a ferramentas 1 a VR=250rpm.

Identação 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

Dureza 65,6 66,2 67,8 60,4 60,6 61,5 62,9 60,2 59,6 60,3 60,4 61,4

Identação 12 Média Desvio Padrão

Dureza 63,3 62,3 2,7

A dureza média na região de saída da ferramenta foi de 62,3±2,66HV0,1,

valor que mesmo considerando o desvio padrão para cima está abaixo do metal de

base, porém, se comparado ao valor de dureza média do perfil obtido para a

ferramenta 1, representativo da solda realizada e apresentado na Tabela 22, de


63,2HV0,1, os mesmos estão bem próximos, indicando que o comportamento

térmico e as condições de escoamento de material são muito parecidas com o

restante da solda, apesar dos picos e vales apresentados no perfil da Figura 45.

59

60

61

62

63

64

65

66

67

68

69

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12

Distância do furo até borda de saída (mm)

Mic

rodu

reza

(HV0

,1)

Figura 45 – Perfil de microdureza na secção longitudinal de saída da ferramenta.

4.4 Macrografia

Foi executada uma macrografia para cada solda, sendo que posteriormente

as imagens obtidas em formato digital foram inseridas em um arquivo dwg e

mensuradas com auxílio do software AutoCAD 2004. As etapas foram: delimitar a

região da solda compreendia pelo nugget e ZTMA, criar um perfil fechado

circundando a região de análise e utilizar a função de propriedades do objeto no

software para obter o valor da área do objeto.

As uniões que apresentaram descontinuidade do tipo cavidade na seção

transversal tiveram a medição desta área pelo mesmo método citado.

Na Figura 46 está uma macrografia da seção transversal de uma solda, onde

estão evidenciadas as regiões de soldagem e a presença da descontinuidade

cavidade, apresentada na no lado de avanço.


Figura 46 – Macrografia da solda realizada com Ferramenta de suporte plano e pino cônico com 250rpm e θ=2°, por ataque Poulton. A – nugget; B – ZTMA; C – ZTA e D

o metal de base.

Utilizando a classificação das regiões de soldagem de FRATINI e BUFFA

(2005) aplicada a macrografia da Figura 46 tem-se:

• A – É onde encontra-se o nugget da solda;

• B – Pertence a ZTMA, local que foi submetido à intensa deformação plástica,

mas sem ocorrência de recristalização como no nugget;

• C – Zona Termicamente Afetada, onde ocorre intenso fluxo de calor e

teoricamente pouca deformação plástica;

• D – Metal de base onde teoricamente não ocorreu alteração por deformação ou

calor, porém nos perfis de microdureza foi verificado alteração em função de

ambos os fatores.

A região destacada na Figura 46 onde ocorre a cavidade no lado de avanço

está associado ao escoamento turbulento de material em forma de vórtice na região

de soldagem, segundo ATALLAH e SALEM (2005), o que causa muita expulsão de

material para cima em direção ao suporte ocasionado falta de material e

conseqüentemente levando a rejeição da junta.

Na Tabela 31 é apresentado os valores de área de cavidade encontradas nas

soldas com ferramenta inclinada a 2°, enquanto na Tabela 32 está indicada a área

A B C D


das cavidades para a situação de ferramenta perpendicular a junta (θ=0°), onde

todas as juntas apresentaram esta descontinuidade.

Tabela 31 – Área de descontinuidades mensuradas nas soldas com θ=2°.

Solda Ferramenta Área (mm2)

1 Pino cilíndrico e suporte plano 1000rpm 0,0287

5 Pino cônico e suporte plano 1000rpm 0,1540


8 Pino cônico e suporte côncavo 250rpm 0,0111

Tabela 32 – Área de descontinuidades mensuradas nas soldas com θ=0°.

Solda Ferramenta Área (mm2)



3 Pino cilíndrico e suporte côncavo 1000rpm 0,5346

4 Pino cilíndrico e suporte côncavo 250rpm 1,5388





As áreas de descontinuidades do tipo cavidade apresentadas na Tabela 31 e

32, também chamadas de defeito de túnel, foram encontradas no lado de avanço

das soldas indicadas, onde para condição de ferramenta com θ=2°, a ferramenta de

pino cônico e suporte plano com VR=1000rpm apresentou a maior descontinuidade,

enquanto a ferramenta de pino cônico e suporte côncavo apresentou a menor.

Para θ=0°, a ferramenta de pino cônico e suporte côncavo com VR=1000rpm

apresentou maior área de cavidade, enquanto a de pino cilíndrico e suporte plano

com VR=250rpm apresentou a menor. Estas descontinuidades encontradas com

θ=2° e agravadas a θ=0°, estão associadas com o escoamento de material em torno


do pino da ferramenta resultante da combinação geometria de ferramenta e

parâmetros utilizados e com o efeito de forjamento gerado pelo suporte.

4.5 Micrografia

Primeiro foi realizado a caracterização do material de base para servir como

referência na comparação com as amostras de soldagem. Foram executadas a

micrografia da secção longitudinal, apresentada na Figura 46 e a transversal da

chapa original, apresentada na Figura 47.

Figura 47 – Micrografia no sentido longitudinal do metal de base (500X). Ataque com Keller.

Para o caso da micrografia do metal de base no sentido transversal a

laminação, da Figura 48, é possível fazer a identificação das fases principais

presentes e em evidência, pois esta imagem será a referência para a comparação

das demais.


Figura 48 – Micrografia no sentido transversal do metal de base (500X). Ataque com Keller.

Na região indicada por A, está a fase clara que é a matriz de alumínio, junto

com pequenos pontos escuros que podem ser dispersões refinadas de Al6(FeMn),

Al3Fe ou Al12(Fe,Mn)3Si, devido a presença dos elementos Fe, Mn e Si na

composição química da liga (TOTTEN, 2003; ASM v9, 1995).

Na região demarcada por B, aparece a fase dispersa de Mg2Si também

chamada de siliceto de magnésio, na forma de partículas bem escuras (HATCH,

1984; ASM v9, 1995). Na região indicada por C, está a fase Al3Mg2, presente como

um eutético de solidificação, prevista no diagrama de fases Al-Mg, a qual possui um

contorno de fase escuro com seu interior claro (TOTTEN, 2003; ASM v9, 1995).

Para o caso das soldas que mais se diferenciaram no perfil de microdureza foi

realizado a micrografia para avaliação das imagens, sendo a 7 e 8, a primeira por

maior perda de dureza e que está ilustrada na Figura 49 e segunda por pequeno

ganho, a qual pode ser visualizada na Figura 50.

A

B

C


Figura 49 – Nugget da solda 7, ferramenta de pino cônico e suporte côncavo com VR=1000rpm e θ=2° (500X). Ataque com Keller.

Figura 50 – Nugget da solda 8, ferramenta de pino cônico e suporte côncavo com VR=250rpm (500X) e θ=2°. Ataque com Keller.

Considerando a solda 7 ilustrada na Figura 49, onde a VR=1000rpm, a junta foi

submetida a um aporte térmico maior que o caso da solda 8 a VR=250rpm, para a

mesma ferramenta e velocidade de soldagem, caracterizando a primeira como

condição de soldagem a quente e a segunda como intermediária.


Apesar das maiores diferenças de durezas serem apresentadas no lado de

avanço na região compreendida pela ZTA de cada solda, o que estaria de acordo

com as observações de VILAÇA et al. (2005) de maior concentração de calor no

lado de avanço devido ao arrasto de material para o lado de recuo, o nugget ou lente

de soldagem também apresenta uma diferença considerável se observado na Figura

43, pois segundo os estudos de BOZ e KURT (2004) o pico de temperatura é obtido

justamente na linha de simetria da junta, sendo uma região de identificação visual

facilitada, com maior garantia para a análise.

Ocorre também a contribuição da forma do pino, conforme verificado por

BUFFA et al. (2006), de que o cônico resulta em perfil de temperatura maior que um

cilíndrico, e que a força axial na soldagem também é maior, de maneira que isto

aumentou a geração de calor na condição a quente, causando redução expressiva

na dureza média para 57,4HV0,1 se comparado ao metal de base de 65,3HV0,1.

Com auxílio do software para análise de imagens Image-Pro Plus 4.5, foi

realizada uma análise para comparar a distribuição das fases dispersas na

microestrutura do nugget das soldas 7 e 8. Desta forma foram obtidos os dados que

estão apresentados na Tabela 33.

Tabela 33 – Resultado da análise das imagens no software Image-Pro Plus 4.5, onde B indica matriz e A dispersões.

Amostra - Fase Área (%) Área Média (µm) Metal de base – A 44,18 2,54

Metal de base – B 55,82 2,60

Solda 7 – A 40,66 6,53

Solda 7 – B 59,33 11,53

Solda 8 – A 51,12 8,87

Solda 8 – B 48,88 6,22

A referência para análise foi à micrografia do metal de base, onde para facilitar

o processo de contagem e cálculo no software Image-Pro Plus 4.5, foi considerado

que as dispersões de Al3Mg2, Mg2Si, Al6(FeMn), Al3Fe e Al12(Fe,Mn)3Si, representam

a fase A de cada micrografia, enquanto a fase B é a matriz de alumínio.


Os dados da Tabela 33 foram agrupados e apresentados na forma gráfica nas

Figuras 51 e 52 para facilitar o comparativo da distribuição de fases e da área média.

Figura 51 – Gráfico da distribuição de fases em porcentagem das fases A e B.

Figura 52 – Gráfico da área média de cada fase em função da amostra em análise.

Fazendo a verificação dos dados expostos na Figura 51, é possível perceber

que o metal de base como recebido, apresenta uma distribuição de fase com valores

bem próximos, sendo 55,82% para a fase matriz de alumínio e os 44,18% como

fases dispersas na matriz. Para a solda 7, realizada a VR=1000rpm, ocorre uma

010203040506070

Amostra-Fase

Áre

a (%

)

Metal de base - AMetal de base - BSolda 7 - ASolda 7 - BSolda 8 - ASolda 8 - B

0

2

4

6

8

10

12

14

Amostra-Fase

Áre

a m

édia

(µm

) Metal de base - AMetal de base - BSolda 7 - ASolda 7 - BSolda 8 - ASolda 8 - B


redução na fase dispersa para 40,66% compensado na fase matriz de menor dureza

para 59,33%, enquanto na solda 8 que utiliza a mesma ferramenta de pino cônico e

suporte côncavo, porém a VR=250rpm, ocorre um fenômeno interessante de

redução da fase matriz para 51,12%, com compensação das fases dispersas para

48,88%, o que sugere a ocorrência de uma agregação de dispersões causadas pelo

fluxo de material no nugget.

Em função do ciclo térmico combinado com o trabalho mecânico causado pela

ferramenta durante a soldagem, isto proporciona as condições para ocorrência de

alterações microestruturais, sendo por uma distribuição mais homogênea das

dispersões, gerando bandas de deformação devido ao complexo fluxo de material no

estado sólido, ou também que dependam de processo difusional (HEURTIER et al.,

2006; DIETER, 1986;), onde comparando ao metal de base original, as fases

dispersas da solda 7 apresentaram redução na proporção, enquanto a solda 8 sob

menor aporte térmico, apresentou um aumento da fase dispersa com redução de

área de matriz.

Com relação à área média das fases matriz de alumínio (B) e dispersão (A), é

possível verificar na Figura 52 que no metal de base, matriz e dispersão apresentam

valores praticamente iguais da ordem de 2,60µm, enquanto para a solda 7 com

maior aporte térmico, ocorreu uma aumento considerável no tamanho das

dispersões para 6,53 µm, com aumento maior para os grãos de matriz, 11,53µm. Na

solda 7 com menor aporte, se comparado ao metal de base, também ocorreu

aumento do tamanho de médio da dispersão para 8,87µm, porém a parte de menor

dureza que é a matriz teve um acréscimo no tamanho para 6,22µm, mas que é

quase a metade do valor do tamanho médio de grão da solda 8.

No estudo realizado por SATO et al. (2004), na avaliação da conformação de

chapas da liga 5052 unidas por FSW sob diferentes condições de aporte térmico,

chegou-se a conclusão de que na região do nugget, o aumento do aporte térmico

causou variação no tamanho médio de grão, resultando em aumento do mesmo.

Avaliando-se o tamanho médio das dispersões de Mg2Si presentes nas micrografias

das Figuras 49 e 50, individualmente, as dispersões presentes para a condição de

soldagem com menor aporte térmico também são menores e com distribuição mais


homogênea que as obtidas com maior aporte térmico, o que seria o fator

responsável pela variação de dureza.

4.6 Verificação estatística

O desenvolvimento estatístico foi realizado com auxílio da análise de variância

(ANOVA) modelo de classificação simples e dupla, além de execução de teste de

hipótese, conforme definidos por GUERRA e DONAIRE (1991). A combinação

realizada no experimento da geometria de ferramenta (suporte e pino), com o aporte

térmico e inclinação de dois níveis, levou a diferentes respostas para as variáveis

dureza e área das cavidades na seção transversal das soldas.

Para a variável dureza foi considerado o valor médio da região do nugget de

cada perfil junto ao respectivo desvio padrão, conforme indicado na Tabela 34. A

primeira hipótese testada teve por objetivo determinar se estatisticamente as

durezas obtidas foram diferentes entre si de forma significativa. Foi adotado o

método ANOVA combinado com o teste F, onde a hipótese nula indica médias iguais

(µ1=µ2=µk), com a hipótese alternativa de todas as médias diferentes (µ1≠µ2≠µk).

Tabela 34 – Microdureza média do nugget nos experimentos para θ=2°.

Ferramenta – VR(rpm) Média (HV) Desvio padrão

Pino cilíndrico e suporte plano 1000rpm 59,0 3,3

Pino cilíndrico e suporte plano 250rpm 63,3 0,5

Pino cilíndrico e suporte côncavo 1000rpm 59,5 1,3

Pino cilíndrico e suporte côncavo 250rpm 58,6 1,0

Pino cônico e suporte plano 1000rpm 57,0 1,3

Pino cônico e suporte plano 250rpm 59,2 1,7

Pino cônico e suporte côncavo 1000rpm 57,4 0,9

Pino cônico e suporte côncavo 250rpm 67,1 0,9


Os valores obtidos da análise de variância para microdureza do nugget estão

expressos na Tabela 35, para oito médias com valor único, enquanto para verificar

que fator teria maior influência na microdureza no nugget para θ=2°, os valores

estão expressos na Tabela 36.

Tabela 35 – Análise de variância simples para microdureza do nugget para θ=2°.

Fonte de variação GL SQ QM F

Entre amostras 1 29,26 29,26 3,41

Dentro das amostras 6 51,50 8,58 -

Total 7 80,76 - -

Tabela 36 - Análise de variância dupla para microdureza do nugget.


Ferramenta (A) 3 6,70 2,23 5,16E-2

Aporte térmico (B) 1 43,24 43,24 6,42

Resíduo 3 20,22 6,74 -

Total 7 70,16 - -

Para ANOVA da Tabela 35, buscando em uma tabela de valores críticos de F

(GUERRA e DONAIRE, 1991), com 1 e 6 graus de liberdade, para uma significância

de 5%, o valor obtido é 5,99. Executando o teste F, o valor calculado é menor que o

tabelado (3,41<5,99), mostrando que a hipótese nula do teste deve ser aceita, ou

seja, os valores de dureza no nugget podem ser considerados como iguais entre si.

Para microdureza da ANOVA da Tabela 36, buscando identificar o fator que

causou maior variação, foi verificado que a variável aporte térmico teve o maior valor

de F calculado, indicando que esta variável seria responsável por maior interferência

na variação de dureza no nugget que o perfil de ferramenta.

Realizando um teste F com significância de 5% para as variáveis da Tabela 36,

a ferramenta tem F tabelado de 216 (3 e 1 GL) e para aporte (1 e 3 GL) 10,13. Desta

forma, para as duas variáveis o valor de F calculado é menor que o tabelado,


indicando que independente da ferramenta ou aporte utilizado no experimento em

questão, ocorrerá variação na resposta microdureza, sendo a maior variação

expressa pelo maior valor de F calculado, no caso, pelo aporte térmico.

Considerando os valores de microdureza indicados nas Tabelas 27 e 28, da

dureza média para as macroregiões do lado de recuo, nugget e lado de avanço,

realizando uma análise de variância para oito médias com valor único, para lado de

recuo e de avanço para θ=2°, tem-se os resultados expressos nas Tabelas 37 e 38.

Tabela 37 – ANOVA simples para microdureza do lado de recuo para θ=2°.


Entre amostras 1 16,64 16,64 1,89


Total 7 69,41 - -

Tabela 38 – ANOVA simples para microdureza do lado de avanço para θ=2°.


Entre amostras 1 67,86 67,86 10,22


Total 7 107,67 - -

Conforme já havia sido verificado, o valor de F tabelado para 1 e 6 graus de

liberdade, para uma significância de 5% é 5,99. Executando o teste F para a

microdureza do lado de recuo, o valor de F calculado é menor que o tabelado

(1,89<5,99), mostrando que a hipótese nula do teste deve ser aceita, ou seja, os

valores de dureza no lado de recuo podem ser considerados como iguais entre si.

Para o lado de avanço, o valor de F calculado é 10,22, sendo o mesmo maior

que o valor de F tabelado (10,22>5,99), indicando que a hipótese nula deve ser

rejeitada, ou seja, os valores de dureza do lado de avanço podem ser considerados

como diferentes entre si.

Para o fator de resposta cavidade em função da própria área para a gama de

ensaios com 50% de amostras aprovadas segundo o critério ASME BVPC seção IX


parte QW, foi realizada análise de variância de classificação dupla para verificar qual

das variáveis foi mais influente, se a geometria de ferramenta ou o aporte térmico.

Os resultados desta ANOVA estão indicados na Tabela 39.

Tabela 39 – Análise de variância dupla de cavidade para θ=2°.


Ferramenta (A) 3 0,2262 0,0754 2,81

Aporte térmico (B) 1 0,0268 0,0268 0,90

Resíduo 3 0,0894 0,0298 -

Total 7 0,3424 - -

Para o fator área de cavidade para θ=2°,o maior valor de F calculado ocorreu

para ferramenta, indicando maior força na resposta, ou seja, o fator responsável por

causar maior variação nas cavidades foi a variação de geometria da ferramenta.

Para o caso em que 100% das amostras foram reprovadas segundo o critério

ASME BVPC seção IX parte QW, foi também realizada análise de variância de

classificação dupla para verificar qual das variáveis foi mais influente, onde os

resultados desta ANOVA estão indicados na Tabela 40.

Tabela 40 – Análise de variância dupla para cavidade para θ=0°.


Ferramenta (A) 3 1,004 0,335 17,63

Aporte térmico (B) 1 0,019 0,019 6,62E-2

Resíduo 3 0,860 0,287 -

Total 7 1,883 - -

Da ANOVA da Tabela 40 é possível verificar que ocorre um comportamento

semelhante ao da Tabela 39, onde o maior valor de F calculado ocorre para a

variável ferramenta, comprovando que é o mais influente na área de cavidade.


A interação entre ferramenta e aporte térmico da Tabela 39 são mais claras via

análise gráfica da Figura 53 e 54, onde a reta do gráfico indica o fator ferramenta e

sua geometria, com o fator aporte térmico relacionado de forma indireta pela

velocidade de rotação, em dois níveis, baixo para 250rpm e alto para 1000rpm.

Figura 53 – Interação do fator ferramenta com a área das cavidades com θ=2°.

0,000

0,100

0,200

0,300

0,400

0,500

0,600

0,700

0 250 500 750 1000

VR (rpm)

Áre

a (m

m2)

Pino cônico esuporte plano

Figura 54 – Interação do fator ferramenta com a área das cavidades, caso crítico com θ=2°.

0,000

0,005

0,010

0,015

0,020

0,025

0,030

0 250 500 750 1000

VR(rpm)

Áre

a (m

m2)

Pino cilíndrico esuporte planoPino cilíndrico esuporte côncavoPino cônico esuporte côncavo


Para verificação da interação dos fatores ferramenta e aporte com a área da

descontinuidade cavidade, a condição ideal é quando a resposta possui o menor

nível, em que a área tem valor zero.

Observando o gráfico da Figura 53, o fator mais influente na área de cavidade

é a ferramenta, pois para o caso cuja geometria é pino cilíndrico e suporte côncavo,

independente da VR a solda foi isenta de descontinuidades, enquanto para as

ferramentas de pino cilíndrico e suporte plano ou pino cônico e suporte concâvo, as

alterações do fator VR causaram pouca alteração na área de cavidade.

O caso onde a variação da área da cavidade é muito significativa ocorreu

para a ferramenta de pino cônico e suporte plano ilustrada na Figura 54, onde o

aumento do aporte térmico causou muita redução da área de descontinuidade para

VR1000rpm, mas não a ponto de obter uma solda isenta de defeitos.

Ao considerar a relação possível entre os valores de microdureza indicados

nas Tabelas 22 e 23 e aporte térmico, as quatro soldas obtidas com menor aporte

térmico apresentaram maior dureza média que as outras obtidas com maior aporte

térmico, possivelmente em razão de encruamento e da temperatura alcançada na

soldagem, isto para condição de ferramenta inclinada de 2°.

A descontinuidade do tipo cavidade é causada basicamente por fluxo plástico

de material insuficiente na região do nugget, onde este escoamento de material no

estado sólido depende das combinações de VR e VS, pois destas variáveis depende

o aporte térmico, onde o aumento do insumo de calor favorece a extrusão de

material pelo pino da ferramenta, conforme verificado por CHEN et al. (2006), mas

isto não impediu que para a ferramenta de pino cilíndrico e suporte plano além da

com pino cônico e suporte plano, ambas sob VR=1000rpm, resultasse em presença

de cavidade no lado de avanço da solda.

Para o caso dos ensaios com ferramenta sem incinação, onde θ=0°, o gráfico

da Figura 55 mostra que na interação entre ferramenta e aporte térmico para o fator

de resposta cavidade, ocorreu um comportamento praticamente inverso, onde o

aumento da velocidade de rotação, passando da condição de soldagem

intermediária para quente, para a maioria das situações apresentou um aumento na

área de cavidades, sugerindo que o processo de escoamento de material em torno


do pino foi mais instável, causando expulsão de material, fato que só não ocorreu na

ferramenta de pino cilíndrico e suporte plano.

Figura 55 - Interação do fator ferramenta com a área das cavidades com θ=0°.

Este fato comprova a importância do perfil do suporte, pois para os casos

citados, era do tipo tradicional plano, o que resulta em força de forjamento uniforme,

mas sem espaço para conter o material que tende a ser expelido para fora da região

de solda em função da reação a força de extrusão de material causada pelo pino.

Isto vai de encontro ao que foi verificado por DAWES e THOMAS (1999) e

COLLIGAN (1999), de que um suporte côncavo aumenta a força de forjamento e

conseqüentemente o fechamento da lente de soldagem para que não haja a

presença de região macro com falta de material.

Para a variável ângulo de inclinação da ferramenta θ=0° ou θ=2°, o que foi

constatado nas condições de ensaio realizadas é que todas as amostras obtidas

com a ferramenta perpendicular a superfície de soldagem, isto é θ=0°, apresentaram

descontinuidade do tipo cavidade conforme Tabela 32, comprovado por meio de

ensaio não-destrutivo de radiografia.

Estabelecendo uma análise de variância do tipo modelo de classificação

dupla, considerando os fatores cavidade em função de ferramenta - aporte térmico e

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

1,60

0 250 500 750 1000

VR (rpm)

Áre

a (m

m2)

Pino cilíndrico esuporte plano Pino cilíndrico esuporte côncavo Pino cônico e suporteplano Pino cônico e suportecôncavo


ângulo de inclinação para θ=0° ou θ=2°, os valores obtidos desta análise são

expressos na Tabela 41.

Tabela 41 – Análise de variância para cavidade com θ=0° e θ=2°.

Fonte de variação SQ GL QM F

Inclinação 2,0844 1 2,0844 19,32

Ferramenta – Ap. 0,7553 7 0,1079 0,51

Interação 1,4709 7 0,2101 -

Total 4,3106 15 - -

Para o valor de F calculado indicado na Tabela 41, um valor maior indica maior

força na resposta, confirmando que a variável inclinação foi mais influente que a

combinação ferramenta - aporte térmico na variação da área de cavidade.

Para as análises de variância realizadas nas Tabelas 39 e 40 os valores de F

calculados e expressos nas tabelas são menores que o crítico tabelado, indicando

que independente do fator está ocorrendo alteração na variável de resposta, sendo

maior variação causada pela variável que possui maior valor de F calculado.

A interação entre as variáveis ferramenta, aporte térmico (função da VR) e

ângulo de inclinação são detalhadas por meio de análise gráfica na Figura 56, onde

a superfície de resposta indica a área de cavidade, obtida para cada ferramenta em

função de velocidade de rotação e ângulo de inclinação (θ=0° e θ=2°).

A superfície ideal de resposta para a Figura 56, independente da geometria

de ferramenta seria um plano localizado na base do cubo, porém neste caso é

possível verificar para as condições de ensaio de que a inclinação de ferramenta

possui influência decisiva na ocorrência de cavidade, por interferir na força de

forjamento e diretamente na consolidação da soldagem, fato já verificado por muitos

pesquisadores, como CHEN et al. (2006), DAWES e THOMAS, (1999) e JAMES et

al. (2005).


Pino Cilíndrico e Suporte Plano Pino Cilíndrico e Suporte Côncavo

Pino Cônico e Suporte Plano Pino Cônico e Suporte Côncavo

VR (rpm)250 1000

2

0

Inclin

ação

( °)

Áre

a (m

m²)

01,

60

0,88

0,16

0,03

VR (rpm)250 1000

2

0

Inclin

ação

( °)

Áre

a (m

m²)

01,

60 0,53

VR (rpm)250 1000

2

0

Inclin

ação

( °)

Áre

a (m

m²)

01,

60

0,59

0,31

0,15

VR (rpm)250 1000

2

0

Inclin

ação

( °)

Áre

a (m

m²)

01,

60

1,49

1,10

0,01

1,54

0,64

Figura 56 – Análise gráfica via superfície 3D das principais variáveis.

Observando as superfícies de resposta da Figura 56 é possível considerar que

os melhores resultados das interações entre ferramenta, VR, inclinação e área de

cavidade ocorrem para a ferramenta de pino cilíndrico e suporte côncavo, para a

condição de ensaio de ferramenta inclinada a θ=2°, independente da VR.

Capítulo 5 Conclusões 107

5 CONCLUSÕES

No estudo da relação entre geometria de ferramenta combinada com as

condições de soldagem e inclinação, para obtenção de soldas isentas de

descontinuidades do tipo cavidade na liga 5052, chegou-se as seguintes conclusões:

• Com as quatro geometrias de ferramentas combinando dois tipos de pino e

suporte foi possível obter quatro juntas isentas de cavidade para θ=2°,

conforme comprovado pelas radiografias aprovadas quando analisadas pelo

critério ASME BPVC seção IX parte QW;

• A ferramenta de pino cilíndrico e suporte côncavo a θ=2° permitiu obter solda

isenta de cavidade independente do aporte térmico;

• A ferramenta de pino cônico e suporte côncavo a VR=1000rpm e a de pino

cilíndrico e suporte plano a VR=250rpm, resultaram em soldas com cavidade

em todas as situações para θ=2°;

• Com relação à microdureza no nugget, verificou-se estatisticamente que não

apresentavam diferença significativa entre si;

• Com relação à microdureza no lado de recuo, verificou-se estatisticamente

que não apresentavam diferença significativa entre si, enquanto no lado de

avanço, foi constatada diferença significativa nos valores calculados;

• Uma ferramenta resultou em perfis de dureza bem distintos com relação aos

demais, sendo esta, a de pino cônico e suporte côncavo;

• Utilizando a ANOVA para avaliar a variável de resposta cavidade em função

de ferramenta e aporte térmico, verificou-se neste caso que o fator de maior

interferência é a ferramenta, corroborando o argumento de pesquisadores da

área sobre a importância do projeto da ferramenta FSW;

• Utilizando a ANOVA para avaliar a variável de resposta cavidade em função

de inclinação e da ferramenta-aporte térmico, foi verificado que nesta situação

a inclinação é mais influente, comprovando a necessidade de trabalhar com a

ferramenta com inclinação diferente de θ=0°;

• O aporte térmico possui influência na dureza na seção transversal da solda,

pois com VR=250rpm os perfis apresentaram um patamar elevado com

Capítulo 5 Conclusões 108

relação à média, enquanto para VR=1000rpm, as soldas apresentaram um

patamar inferior, acusando maior redução, comprovado pela micrografia.

Capítulo 6 Sugestões 109

6 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

• Avaliar qual o efeito da variável geometria de ferramenta, alterando só a altura

do pino com relação ao suporte da ferramenta, para um intervalo de

parâmetros determinados;

• Avaliar qual o efeito da variável inclinação da ferramenta dentro de

determinado intervalo mantendo fixo os parâmetros VR e VS para uma única

ferramenta de soldagem;

• Desenvolver um dispositivo para fixação no qual a dimensão das duas chapas

possam servir para preparar corpos de prova para ensaio de tração no sentido

transversal a solda, com intenção de avaliar a resistência mecânica em função

do aporte térmico e ferramenta;

• Desenvolver um dispositivo para fixação da junta, no qual o travamento das

chapas na parte superior seja realizado por contato com uma chapa plana

robusta, para evitar marcas de atrito de parafuso na superfície superior das

amostras, cuidando das dimensões para que seja possível obter corpos-de-

prova de tração posteriormente;

• Comparar para uma geometria combinada de suporte côncavo e pino cilíndrico,

qual o efeito da presença e ausência de ranhuras neste pino dentro de um

intervalo de parâmetros de processo;

• Fazer um mapeamento do ciclo de calor distribuído pela peça com auxílio de

termopares para avaliar em um conjunto de ferramentas o aporte térmico

resultante da combinação com as variáveis de processo adotadas;

• Verificar para um intervalo fixo de parâmetros VR e VS se os extremos da

seção transversal das juntas de pequena largura podem efetivamente ser

considerados como metal de base, em função da intensa deformação causada

pela ferramenta durante a etapa de soldagem e do calor resultante.

Referências 110

REFERÊNCIAS

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141p.

AMÂNCIO FILHO, S. T. Soldagem por fricção de junta dissimilar em ligas de alumínio de AA 2024 e AA 6056: microestrutura e propriedades. São Carlos:

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ASM Metals Handbook. Welding, brazing and soldering. United States of America:

ASM International, 1995. v. 6. 2873 p.

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Anexos 120

ANEXO A – CERTIFICADO DO ABNT M35

A Figura 57 é uma cópia escaneada do certificado de qualidade da matéria-

prima aço rápido ABNT M35, código comercial VILLARES VK5E RD, o qual foi

gentilmente doado junto com o frete para fins de pesquisa na UTFPR.

Figura 57 – Certificado de fornecimento do aço rápido M35 VILLARES.

Anexos 121

ANEXO B – RADIOGRAFIAS PARA JUNTAS COM Θ=2°

Neste anexo estão as radiografias das juntas 1, 3, 4, 5, 6 e 7, sendo que a 2 e

8 foram discutidas dentro do capítulo 4, no tópico de radiografia.

Figura 58 – Radiografia da junta 1 obtida com a ferramenta 1 e VR=1000rpm.


Anexos 122



Anexos 123



Anexos 124

Observações sobre as radiografias

Para a interpretação das imagens relativas à radiografia pode ser utilizada a

Figura 64, que é uma radiografia esquemática, detalhando as principais regiões

visualizadas para uma junta isenta de cavidade no interior do cordão de solda.

Figura 64 – Radiografia esquemática. Em A, largura da região ZTMA, em B, o

suporte de fixação, em C, o furo na saída da ferramenta, em D, a abertura causada

pela entrada da ferramenta, em E, a direção de soldagem.

A cota A indicada na Figura 64 representa de forma aproximada à largura da

região ZTMA da solda, que possui dimensão mínima igual ao diâmetro do suporte

das ferramentas utilizadas no processo.

A indicação B na Figura 64 é o suporte de fixação da peça na câmara de

radiografia, dependendo do posicionamento do mesmo, pode aparecer do lado

direito ou do lado esquerdo da imagem.

A região circular indicada por C na Figura 64 representa o furo deixado na junta

no local de saída da ferramenta, ao fim da solda, o mesmo varia em função da

ferramenta utilizada, para as de pino cilíndrico, possui dimensão mínima de 6,35mm.

Anexos 125

A indicação D na Figura 64 representa a ocorrência de uma pequena abertura

em função da grande deformação causada no momento da entrada da ferramenta,

no início da soldagem.

O vetor indicado por E na Figura 64, representa o sentido da soldagem, que

sempre aponta em direção ao furo de saída da ferramenta.

Da radiografia visualizada na Figura 58 relativo a junta obtida com ferramenta 1

e VR=1000rpm, é possível verificar a presença de uma descontinuidade tipo

cavidade que está destacada e abrange praticamente todo o comprimento do

cordão.

Da radiografia visualizada na Figura 59 relativo a junta 5 obtida com a

ferramenta 2 e VR=1000rpm, ocorre a presença da mesma descontinuidade de

cavidade da Figura 56.

Da radiografia visualizada na Figura 60 relativo a junta 6 obtida com a

ferramenta 2 e VR=250rpm, ocorre também cavidade, como apresentado nas

Figuras 58 e 59. No fim da solda, à direita da Figura 60, a parte clara de forma

circular indica a saída da ferramenta, assim como ocorre na Figura 61.

As radiografias das juntas obtidas com θ=0°, sem inclinação da ferramenta,

apresentaram descontinuidade de cavidade em para as duas condições de

soldagem, semelhantes a apresentadas nas Figuras 58, 59 e 60, fato pelo qual não

foram anexadas.

As radiografias indicadas nas Figuras 61, 62 e 63 indicam juntas isentas da

descontinuidade do tipo cavidade, estando desta maneira aceitas pelo critério ASME

BPVC seção IX parte QW.

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