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Pontifícia Universidade Católica de Minas Gerais
Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica
Dissertação de Mestrado
“ESTUDO DA ESTAMPABILIDADE DE CHAPAS
DE AÇO NA INDÚSTRIA AUTOMOBILÍSTICA
UTILIZANDO A TECNOLOGIA DE TAILORED
BLANKS ”
Rodrigo Barcelos Pereira
Dissertação apresentada ao Programa de Pós
Graduação em Engenharia Mecânica da PUC
Minas como parte dos requisitos para obtenção
do título de M
ESTRE EM CIÊNCIAS EM ENGENHARIA
MECÂNICA.
ORIENTADOR: Prof. Jánes Landre Junior, Dr.
Banca Examinadora:
Prof. Jánes Landre Junior, Dr. - PUC Minas, Orientador
Prof. José Rubens G. Carneiro, Dr. - Examinador Interno
Prof. Avelino Manuel da Silva Dias, Dr. - Examinador Externo
Belo Horizonte, 27 de Abril de 2005
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A Deus, que sempre está junto de mim
iluminando meu caminho, meus pais
Paulino e Maria Auxiliadora, meus
irmãos e principalmente à Cecília
pelo apoio, incentivo e carinho.
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AGRADECIMENTOS
Neste momento gostaria de exprimir meus sinceros agradecimentos:
ao professor Jánes Landre Junior, pela orientação, amizade, paciência e compreensão
durante o desenvolvimento deste.
ao companheiros de trabalho Leonardo José, Rafael Fagundes e em especial ao amigo
Paulo Geraldo pela ajuda na execução dos trabalhos experimentais realizados no
Laboratório Metalúrgico da Fiat Automóveis.
ao companheiros André Bassetti e Nilson que ajudaram respectivamente no projeto e na
construção das ferramentas do ensaio de estampagem.
à Usiminas e à Rio Negro, pelo fornecimento dos materiais utilizados neste estudo (Sr.
Gleyder) e pela execução de ensaio experimental (Sr. Christian).
a todos companheiros, profissionais da Fiat Automóveis que direta ou indiretamente,
contribuíram para realização deste estudo.
à Fiat Automóveis S.A, pela oportunidade para execução deste trabalho.
RESUMO
Tailor Welded Blanks são conjuntos construídos tipicamente por duas ou mais chapas de
aço com materiais e espessuras diferentes, cuja a junção é feita mediante técnicas
específicas de soldagem. Através do processo de soldagem a laser é possível obter peças
conformadas com diferentes características mecânicas e físicas em um mesmo blank, de
acordo com a necessidade do cliente. Nesse trabalho foram realizados ensaios em
máquina de tração para determinação das propriedades mecânicas (Limite de
escoamento, Limite de ruptura e Alongamento) dos metais base e das juntas soldadas.
Realizou-se também o ensaio Nakajima para determinação e comparação da Curva
Limite de Conformação (CLC) das juntas soldadas em relação seus respectivos metais
base, além da realização dos ensaios de estampagem. As Curvas Limite de Conformação
destacam-se pelo fato de serem definidas como um critério de falha empírico onde são
medidas as deformações maior e menor aplicadas a um determinado material. As CLC´s
visam conhecer a estampabilidade de um material quando submetido a processos de
conformação por estiramento e embutimento. Já o ensaio de estampagem pode-se
definir como sendo um ensaio simulativo prático, projetado para esse estudo, que visa
conhecer o comportamento das juntas soldadas quando submetidas a diferentes tensões
de deformações, similares àquelas que ocorrem durante um processo de estampagem
industrial. As matérias-prima base para realização do estudo foram os materiais FE P05
(Norma 52806, 2002), FEE 220 BH (Norma 52814, 2000) e FEE 355 F (Norma 52811,
2002). Como resultado pode-se destacar a influência da solda a laser na dureza e nas
propriedades mecânicas dos materiais, além da sua influência na estampabilidade dos
conjuntos soldadas.
ABSTRACT
Tailor Welded Blanks are joints built typically by two or more sheet of steel with
diferent materials and thicknesses, whose juncture is deed by means of specific welding
technicals. With Laser welding is possible obtain conformed pieces with diferent
mechanical and physical characteristics in a same blank, agreement with the need of the
client. In this work were carried out attempt in machine of traction for determination of
the mechanical characteristics (Yield Point, Tensile Strength and Elongation) of the
base metals and welded joints. It carried out also Nakajima tests for determination and
comparison of The Forming Limit Curves (FLC) of welded joints in respective her
relation metals base, beyond the achievement of the formability tests. The Forming
Limit Curves detach itself by the fact of will be defined like empirical criterion fails
where are measures the major and minor strains applied to a determined material. The
FLC´s are going to know material formability when submitted forming processes like,
stretching, drawing and tensile stress. The formability testing are able to be defined as
being an practical simulation test, projected for that study, that is going to know the
behavior of the welded joints when submitted to peculiar forms of stress and strain,
similar to those that occur during industrial forming processes. The base materials for
achievement of the study were FE P05 (Standard 52806, 2002), FEE 220 BH (Standard
52814, 2000) e FEE 355 F (Standard 52811, 2002). As they turned out is able to be
detached the influence of laser welding in the hardness and mechanical characteristics
of the materials, beyond their influence in the formability of the welded joints.
SUMÁRIO
CAPÍTULO 1 INTRODUÇÃO E OBJETIVOS .........................................................1
1.1 MOTIVAÇÃO .............................................................................................................1
1.2 O
BJETIVOS ...............................................................................................................3
1.2.1 Objetivo principal ............................................................................................3
1.2.2 Objetivos específicos........................................................................................3
1.3 E
SCOPO DESTE TRABALHO .......................................................................................4
CAPITULO 2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ............................................................5
2.1 CONFORMAÇÃO MECÂNICA .....................................................................................5
2.1.1 Dobramento .....................................................................................................7
2.1.2 Estiramento ......................................................................................................9
2.1.3 Embutimento ou Estampagem profunda ........................................................11
2.2 E
NSAIOS.................................................................................................................13
2.2.1 Ensaio de Tração............................................................................................13
2.2.1.1 Resistência a Tração ou Tensão máxima ................................................16
2.2.1.2 Limite Elástico ........................................................................................17
2.2.1.3 Ductilidade..............................................................................................18
2.2.1.4 Resiliência...............................................................................................19
2.2.1.5 Tenacidade ..............................................................................................20
2.2.1.6 Encruamento ...........................................................................................21
2.2.1.7 Anisotropia..............................................................................................21
2.2.2 Ensaio Erichsen .............................................................................................23
2.2.3 Curva Limite de Conformação.......................................................................26
2.3 F
RATURA MECÂNICA NOS METAIS..........................................................................32
2.3.1 Fratura Dúctil................................................................................................33
2.3.2 Fratura Frágil................................................................................................39
2.4. SOLDAGEM A LASER..............................................................................................44
2.4.1 Blanks Soldados a Laser................................................................................44
CAPÍTULO 3 METODOLOGIA...............................................................................50
3.1 G
ENERALIDADES....................................................................................................50
vi
3.2 MATERIAIS UTILIZADOS .........................................................................................51
3.3 A
MOSTRAS SOLDADAS A LASER.............................................................................53
3.4 E
NSAIOS METALOGRÁFICOS...................................................................................54
3.5 E
NSAIOS DE TRAÇÃO..............................................................................................55
3.5.1 Preparação dos corpos-de-prova...................................................................56
3.5.2 Equipamento para o ensaio de tração ...........................................................57
3.5.3 O Ensaio de tração.........................................................................................58
3.6 C
URVA LIMITE DE CONFORMAÇÃO .........................................................................59
3.6.1 Preparação dos corpos-de-prova...................................................................59
3.6.2 Equipamentos e ferramentas para o ensaio...................................................60
3.6.3 Ensaio Nakajima............................................................................................61
3.7 E
NSAIOS SIMULATIVOS DE ESTAMPAGEM ...............................................................62
4.7.1 Projeto das Ferramentas para os Ensaios.....................................................62
3.7.2 Corpos-de-prova e o Ensaio de Estampagem................................................67
CAPÍTULO 4 RESULTADOS E DISCUSSÕES......................................................68
4.1. ENSAIOS METALOGRÁFICOS..................................................................................68
5.2. E
NSAIO DE TRAÇÃO...............................................................................................78
4.3. C
URVAS LIMITE DE CONFORMAÇÃO – ENSAIO NAKAJIMA ....................................85
4.4 E
NSAIO DE ESTAMPAGEM .......................................................................................99
CAPÍTULO 5
CONCLUSÕES .................................................................................107
5.1
SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS..............................................................108
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS......................................................................109
ANEXO A – RELATÓRIOS ENSAIO DE TRAÇÃO .............................................113
vii
LISTA DE FIGURAS
Figura 1.1– Aplicações de Tailor Welded Blank na carroceria do Automóvel
(Zimmerman, 1999). .................................................................................................1
Figura 1.2 – Sequência de fabricação (Fiat Auto, 1999)...................................................2
Figura 2.1 – Processo de Estampagem..............................................................................6
Figura 2.2 – Ciclo de operações durante a estampagem do pavimento de um veículo.....6
Figura 2.3 – Dobramento. .................................................................................................7
Figura 2.4 – Efeito mola no Dobramento (Dieter, 1981)..................................................8
Figura 2.5 – Processo de conformação por Estiramento (Metals Handbook, 1969).........9
Figura 2.6 – Conformação de copos fundos hemisféricos..............................................10
Figura 2.7 – Embutimento ou Estampagem profunda. ...................................................11
Figura 2.8 – Deformações atuantes durante a estampagem de um copo (Button e
Bortolussi, 1999).....................................................................................................12
Figura 2.9 – Curva Tensão-Deformação (Dieter, 1981). ................................................14
Figura 2.10 – Corpo-de-prova em regime elástico (Chiaverini, 1986)...........................15
Figura 2.11 – Curva Tensão-Deformação (regimes elástico e plástico).........................16
Figura 2.12 – Corpo-de-prova solicitado por força de tração. ........................................16
Figura 2.13 – Tensão máxima.........................................................................................17
Figura 2.14 – Limite elástico. .........................................................................................18
Figura 2.15 – Ductilidade................................................................................................19
Figura 2.16 – Módulo de Resiliência dos materiais........................................................20
viii
Figura 2.17 – Tenacidade................................................................................................20
Figura 2.18 – Ensaio utilizado para determinação da Anisotropia. ................................22
Figura 2.19 – Máquina de Ensaio Erichsen. ...................................................................24
Figura 2.20 – Ensaio Erichsen IE (NBR 5902, 1980).....................................................25
Figura 2.21 – Ensaio Erichsen IE
40
(NBR 5902, 1980)..................................................25
Figura 2.22 – Altura de embutimento durante o ensaio Erichsen...................................26
Figura 2.23 – Curva Limite de Conformação. ................................................................27
Figura 2.24 – Método IRSID (Usiminas, 1999)..............................................................28
Figura 2.25 – Corpos-de-prova usados no ensaio Nakajima (Usiminas, 1999)..............28
Figura 2.26 – Rede de círculos marcados eletroliticamente sobre o corpo-de-prova.....29
Figura 2.27 – Caracterização da região após a deformação (Usiminas, 1999)...............30
Figura 2.28 – Influência do diâmetro dos círculos da malha de marcação eletrolítica
sobre a medida das deformações principais da CLC (Júnior, 2002).......................31
Figura 2.29 – Variação da CLC em função do tamanho do círculo (Júnior, 2002)........32
Figura 2.30 – Mecanismos de fratura nos metais (Anderson, 1994). .............................33
Figura 2.31 – Tensão-Deformação uniaxial de metais dúcteis (Anderson, 1994)..........34
Figura 2.32 – Mecanismos de coalescimento de microcavidades (ABM, 1982)............35
Figura 2.33 – Ruptura por cisalhamento (ABM, 1982). .................................................36
Figura 2.34 – Mecanismos para crescimento de trincas dúcteis (Anderson, 1994)........37
Figura 2.35 – Nucleação, crescimento e coalescência de orifícios em metais dúcteis
(Anderson, 1994). ...................................................................................................38
Figura 2.36 – Marcas radiais e zona de cisalhamento (ABM, 1982)..............................40
Figura 2.37(a) – Fratura por Clivagem (Anderson, 1994). .............................................40
ix
Figura 2.37(b) – Fratura por Clivagem (Anderson, 1994)..............................................41
Figura 2.38 – Formação dos “rios” (Anderson, 1994)....................................................42
Figura 2.39 – Fractologia dos rios em um aço de baixa liga (Anderson, 1994). ............42
Figura 2.40 – Fraturas intergranulares (ABM, 1982). ....................................................43
Figura 2.41 – Elementos de um sistema típico para soldagem a laser. ..........................44
Figura 2.42 – Relação distância entre chapas e espessura da solda (Ono et al., 2002). .47
Figura 2.43 – Gráfico da razão da distância entre chapas e espessura da solda com o
metal base (Ono et al., 2002). .................................................................................47
Figura 2.44 – Cordão de solda posicionado paralelo a direção de deformação
(Ono et al., 2002). ...................................................................................................48
Figura 2.45 – Cordão de solda posicionado perpendicular a direção de deformação
(Ono et al., 2002). ...................................................................................................49
Figura 3.1 – Geometria do Blank....................................................................................52
Figura 3.2 – Reforço lateral posterior após operação final de estampagem. ..................52
Figura 3.3 – Representação esquemática da geometria das amostras e posicionamento
do cordão de solda em relação ao sentido de laminação.........................................53
Figura 3.4 – Designação de imperfeições no cordão de solda........................................55
Figura 3.5 – Corpo-de-prova no ensaio de tração...........................................................56
Figura 3.6 – Corpos-de-prova das juntas soldadas a laser para o ensaio de tração.........57
Figura 3.7 – Máquina de tração e compressão................................................................57
Figura 3.8 – Sistema de coleta de dados. ........................................................................58
Figura 3.9 – Corpos-de-prova utilizados no ensaio Nakajima utilizando malha quadrada.
.................................................................................................................................60
Figura 3.10 – Punções das ferramentas de estampagem.................................................63
x
Figura 3.11 – Base das matrizes de estampagem............................................................64
Figura 3.12 – Matrizes de estampagem. .........................................................................64
Figura 3.13 – Prensa-chapas ou pisadores, vista de frente e vista inferior (lado a contato
com a matriz)...........................................................................................................65
Figura 3.14 – Representação esquemática das ferramentas utilizadas nos ensaios de
estampagem.............................................................................................................66
Figura 4.1 – Perfis de Dureza Vickers junta AB.............................................................69
Figura 4.2 – Perfis de Dureza Vickers junta AC.............................................................70
Figura 4.3 – Perfis de Dureza Vickers junta BC.............................................................70
Figura 4.4 – Microestrutura dos metais base com aumento de 100X. ............................71
Figura 4.5 – Microestrutura das juntas soldadas (Zona bruta de fusão e Zona afetada
pelo calor) com aumento de 100X no microscópio óptico. ....................................73
Figura 4.6 – Microestrutura da zona bruta de fusão analisada no MEV.........................74
Figura 4.7 – Geometria do cordão de solda – Junta AB c/ sentido de laminação 0º. .....76
Figura 4.8 – Geometria do cordão de solda – Junta AC c/ sentido de laminação 90º. ...77
Figura 4.9 – Geometria do cordão de solda – Junta BC c/ sentido de laminação 90º.....77
Figura 4.10 – Variação das propriedades L.E, L.R e AL. de uma amostra para outra em
função do sentido de laminação e posicionamento do cordão de solda..................80
Figura 4.11 – Corpos-de-prova das juntas soldadas com cordão de solda longitudinal. 82
Figura 4.12 – Corpos-de-prova das juntas soldadas com cordão de solda transversal. ..83
Figura 4.13 – Variabilidade dos resultados para cada amostra.......................................84
Figura 4.14 (a) – CLC´s do metal base “A” com sentido de laminação 0º (1) e 90º (2) à
direção da maior deformação..................................................................................86
xi
Figura 4.14 (b) – CLC´s do metal base “B” com sentido de laminação 0º (1) e 90º (2) à
direção da maior deformação..................................................................................87
Figura 4.14 (c) – CLC´s do metal base “C” com sentido de laminação 0º (1) e 90º (2) à
direção da maior deformação..................................................................................88
Figura 4.15 – CLC´s da Junta AB com sentido de laminação 0º (1) e 90º (2) ao cordão
de solda. ..................................................................................................................89
Figura 4.16 – CLC´s da Junta AC com sentido de laminação 0º (1) e 90º (2) ao cordão
de solda. ..................................................................................................................90
Figura 4.17 – CLC´s da Junta BC com sentido de laminação 0º (1) e 90º (2) ao cordão
de solda. ..................................................................................................................91
Figura 4.18 – Comparação das CLC´s dos metais base A, B e C com sentido de
laminação 0º............................................................................................................92
Figura 4.19 – Comparação das CLC´s dos metais base A, B e C com sentido de
laminação 90º..........................................................................................................93
Figura 4.20 – Comparação CLC´s junta AB e metais base A e B. .................................94
Figura 4.21 – Comparação das CLC´s da junta AC e metais base A e C.......................95
Figura 4.22 – Comparação das CLC´s da junta BC e metais base B e C........................96
Figura 4.23 – Corpos-de-prova dos metais base após operações de embutimento e
estiramento..............................................................................................................97
Figura 4.24 – CP´s das juntas soldadas após operações de embutimento e estiramento.98
Figura 4.25 – Início e sentido de propagação das trincas sobre as calotas esféricas. .....99
Figura 4.26 – Início e sentido de propagação das trincas sobre as calotas raiadas.......100
Figura 4.27 – Início e sentido de propagação das trincas sobre as calotas quadradas..101
Figura 4.28 – Superfície da fratura da calota esférica composta pelos materiais AB...103
Figura 4.29 – Superfície da fratura da calota quadrada composta pelos materiais AC.104
xii
LISTA DE TABELAS
Tabela 1 – Vantagens e desvantagens de Tailor Welded Blanks (Mesquita et al., 1999). .3
Tabela 2 – Qualidade da solda a laser (Ono et al., 2002). ..............................................46
Tabela 3 – Fluxograma dos ensaios experimentais.........................................................50
Tabela 4 – Identificação dos aços utilizados na fabricação das juntas soldadas.............51
Tabela 5 – Imperfeições do cordão de solda, segundo norma BS EN ISO 13919-1, 1997.
.................................................................................................................................55
Tabela 6 – Composição química dos aços das juntas soldadas.......................................68
Tabela 7 – Dureza Vickers dos metais base. ...................................................................69
Tabela 8 – Caracterização das imperfeições do cordão de solda a laser. ........................76
Tabela 9 – Propriedades mecânicas dos materiais base..................................................78
Tabela 10 – Propriedades mecânicas das juntas soldadas...............................................79
xiv
LISTA DE SÍMBOLOS
a ângulo de dobramento
A
0
área da seção transversal inicial do corpo-de-prova
A
0
área inicial do corpo-de-prova
A
i
área do corpo-de-prova em um instante “i”
AL alongamento total
ASAME Automated Strain Analysis and Measurement Environment
C tensão de compressão
C.S cordão de solda a laser
CLC curva limite de conformação
CP corpo-de-prova
CW continuous wave
D largura da solda a laser
D
0
diâmetro do blank
D
p máx
diâmetro do punção
d tensão de tração radial
e deformação convencional
E modulo de elasticidade ou modulo de yong
e
1
menor deformação convencional
e
2
maior deformação convencional
G resistência entre chapas
h valor em “mm” da imperfeição do cordão de solda
IE índice de embutimento para espessuras de chapas entre 0,3 e 2mm
IE
40
índice de embutimento para espessuras de chapas entre 2 e 5mm
K coeficiente de resistência
L.E limite de escoamento
L.R limite de resistência
L
0
comprimento inicial do corpo-de-prova
LDR Limite Drawing Ratio
L
i
comprimento do corpo-de-prova no instante “i”
xv
L.N linha neutra
M efeito mola ou recuperação elástica
MEV microscópio eletrônico de varredura
n coeficiente de encruamento por deformação
Nb:YAG neodymium – ytrium aluminium garnet
Ø
0
diâmetro inicial do círculo
Ø
1
diâmetro maior final da elipse
Ø
2
diâmetro menor final da elipse
P carga
P
a
carga para 0,2% de deformação
P
max
carga máxima
q área de dobramento
r raio interno de dobramento
R coeficiente de anisotropia de Lankford
R.E relação elástica
R
0
raio de dobramento inicial
RA redução da área da fratura
R
f
raio de dobramento final
R
m
coeficiente de anisotropia normal
R
min
raio mínimo de curvatura
s espessura
S tensão convencional
S.L sentido de laminação das chapas
t espessura do aço de menor espessura na junta soldada (mm)
T espessura final do corpo-de-prova
T
0
espessura inicial do corpo-de-prova
T
1
chapa de menor espessura
T
2
chapa de maior espessura
Tav taxa da espessura da chapa em uma junta soldada
U
r
modulo de resiliência
W largura final do corpo-de-prova
W
0
largura inicial do corpo-de-prova
xvi
ZTA zona termicamente afetada
α
0
ângulo de dobramento final
α
i
ângulo de dobramento inicial
∆L variação do comprimento do corpo-de-prova
∆R coeficiente de anisotropia planar
ε deformação verdadeira
ε
1
maior deformação verdadeira
ε
2
menor deformação verdadeira
ε
e
deformação de escoamento
ε
o
deformação verdadeira na espessura
ε
w
deformação verdadeira na largura
η termo de eficiência para compensar perdas por atrito
σ tensão verdadeira
σ
e
tensão de escoamento
σ
f
tensão externa necessária para fraturar um material
σ
max
tensão máxima
σ
y
tensão na qual inicia-se a deformação plástica de um material
xvii
CAPÍTULO 1
INTRODUÇÃO E OBJETIVOS
1.1 Motivação
A busca pela satisfação das exigências do consumidor em termos de desempenho,
segurança e funcionalidade do veículo, somada a necessidade de reduzir consumos
internos, faz com que a Indústria Automobilística desenvolva e empregue novas técnicas
e soluções como forma de atingir suas demandas.
A tecnologia Tailor Welded Blank desempenha um papel fundamental em termos de
distribuição e redução de peso na estrutura da carroceria através da combinação do tipo
e espessura de material a ser utilizado (Baron e Dickinson, 1997). Um exemplo da
utilização desta tecnologia na carroceria de um automóvel, pode ser visto na Fig. 1.1.
1
Figura 1.1– Aplicações de Tailor Welded Blank na carroceria do Automóvel
(Zimmerman, 1999).
Capítulo 1 Introdução e Objetivos 2
O emprego de materiais mais resistentes e espessos somente nas zonas mais solicitadas,
ou seja, nas zonas sujeitas a maiores esforços, tem como consequência reduções de peso
que influenciam diretamente na diminuição dos consumos energéticos e emissões de
poluentes para a atmosfera.
Além disso, essa combinação de materiais e espessuras, permite ao projetista trabalhar
em um dos principais fundamentos desta tecnologia que é o incremento de rigidez
estrutural apenas onde necessário (Mesquita et al., 1999).
Logo, vale dizer que, reduzindo o número de peças (blanks), reduz-se custos de
logística, de operações e ferramentas de estampagem assim como os custos de
montagem devido a eliminação de superposições de peças, pontos de soldas e massas de
vedação. São estes, dentre vários outros, os benefícios atingidos com a utilização das
Tailor Welded Blanks.
A Figura 1.2 mostra a comparação entre o processo de estampagem convencional, onde
duas peças são estampadas separadamente e posteriormente unidas através de pontos de
solda, e o processo utilizando Tailor Welded Blank onde a solda é realizada inicialmente
na preparação do blank. Neste processo obtêm-se somente uma peça estampada
apresentando o mesmo desempenho do produto obtido pelo processo convencional.
Figura 1.2 – Sequência de fabricação (Fiat Auto, 1999).
Capítulo 1 Introdução e Objetivos 3
A Tabela 1 apresenta um comparativo entre o processo tradicional e o processo com
Tailor Blanks, ressaltando as principais vantagens e inconvenientes (Fiat Auto, 1999).
Tabela 1 – Vantagens e desvantagens de Tailor Welded Blanks (Mesquita et al., 1999).
Acabamento superficial médio *1 bom
Número de matrizes variável *2 reduzido
Complexidade
das matrizes
reduzida elevada
Precisão média alta
Seleção de materiais possível fixo
Peso inferior superior
1) Presença do cordão de solda e consequente dificuldade de pintura sobre peças de
acabamento externo.
2) Baixo se efetuar a operação de soldagem primeiro, elevado se cada componente for
estampado individualmente.
1.2 Objetivos
1.2.1 Objetivo principal
Este trabalho visa estudar a estampabilidade de chapas de aço em Tailor Welded Blank
utilizando ensaios de estampagem com peças montadas pela técnica TWB (Tailor
Welded Blank).
1.2.2 Objetivos específicos
• Avaliar a influência do uso da técnica TWB nas propriedades mecânicas de chapas.
Capítulo 1 Introdução e Objetivos 4
• Avaliar a influência da presença e do posicionamento do cordão de solda na
estampagem de blanks soldados a laser, pela técnica TWB.
• Analisar os mecanismos de falha (fratura) ocorrido após os ensaios mecânicos de
conformação em laboratório.
1.3 Escopo deste trabalho
Este trabalho está estruturado em cinco capítulos assim distribuídos:
- Capítulo 1 é apresentada a introdução sobre a tecnologia Tailor Welded Blank e os
objetivos principal e específicos deste trabalho.
- Capítulo 2 é apresentada a revisão bibliográfica.
- Capítulo 3 são apresentadas as metodologias dos ensaios.
- Capítulo 4 são apresentados os resultados dos testes e suas discussões.
- Capítulo 5 são apresentadas as conclusões do estudo e as sugestões para trabalhos
futuros.
- E por último finalizando o trabalho são apresentadas as referências bibliográficas.
CAPITULO 2
REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
Tailor Blanks são chapas de aço formadas pela união de duas ou mais chapas, podendo
ser de diferentes materiais, espessuras e classe de resistência. Essas chapas soldadas dão
ao projetista a possibilidade de trabalhar com diferentes características mecânicas em
diferentes áreas do componente utilizando um mesmo blank. O meio de ligação que
origina essas chapas soldadas é conhecido como soldagem a laser.
A proposta do estudo em conhecer a estampabilidade de blanks soldados a laser decorre
da necessidade de conhecer o comportamento do cordão de solda quando submetido a
diferentes formas de matrizes que levam a diferentes tensões de deformações. Conforme
visto por outros autores (Mesquita et al., 1999 e Zimmerman, 1999) durante a
estampabilidade dos blanks soldados a laser ocorre o surgimento de fraturas tanto
paralelo quanto perpendicular ao cordão de solda. Tais fraturas podem ser originadas
pelas condições anômalas de processo e/ou até de um projeto que não atendeu
determinados pré-requisitos.
Neste trabalho estudou-se o comportamento de três juntas soldadas a laser, compostas
por diferentes materiais e espessuras. Inicialmente foram realizados os ensaios
metalográficos sobre os metais base e juntas soldadas, posteriormente realizou-se os
ensaios de tração. Também foi realizado o levantamento das Curvas Limite de
Conformação e finalizando os testes, foram realizados os ensaios de estampagem. Neste
ensaio, após a estampabilidade das juntas soldadas a laser, caracterizou-se suas fraturas.
2.1 Conformação Mecânica
Estampagem é o processo de conformação mecânica, realizado geralmente a frio, onde
através de um conjunto de operações, um disco inicialmente plano (Blank) adquire nova
forma geométrica. As Figuras 2.1 e 2.2 mostram esse processo de conformação
5
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 6
mecânica onde a deformação plástica é obtida através de ferramentas básicas,
empregadas com uma prensa de conformação de peças metálicas, denominadas punção
e matriz. Geralmente o punção é a ferramenta móvel enquanto a matriz a fixa
(Chiaverini, 1986).
Figura 2.1 – Processo de Estampagem.
Figura 2.2 – Ciclo de operações durante a estampagem do pavimento de um veículo.
Durante a operação ocorrem alongamento e contração das dimensões de todos os
elementos de volume, nas três direções principais mutuamente perpendiculares.
A estampagem dos materiais metálicos, compreende basicamente as seguintes
operações: dobramento, estiramento, embutimento e flangeamento.
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 7
2.1.1 Dobramento
Dobramento é um processo de conformação que transforma segmentos retos em curvos,
onde as superfícies externas são mais deformadas que as internas que sofrem contração,
conforme mostra a Fig. 2.3 (Dieter, 1981).
Além disso, neste processo a deformação aumenta com a diminuição do raio de
curvatura, logo, quanto menor o raio de curvatura maior será a diminuição da espessura.
Figura 2.3 – Dobramento.
O raio de dobramento definido como o raio de superfície interna, não pode ser inferior a
um certo valor, pois, caso contrário, o material trinca. Este raio é o limite de
conformação da peça e é calculado a partir da redução da área (q), como mostram as
Eq(s). (2.1) e (2.2).
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 8
Para q < 0,2 1-
q2
1
:
h
R
mín
(desprezando a linha neutra) (2.1)
Para q > 0,2 1 -
)q - (2q
q)-1(
:
h
R
2
mín
(considerando a linha neutra) (2.2)
Além do defeito de trinca também a variação dimensional após a estampagem é
responsável pela perda da peça.
A Figura 2.4 ilustra um fenômeno bastante observado nos processo de conformação,
principalmente em peças dobradas, é o efeito mola ou recuperação elástica que ocorre
após a liberação da carga.
Esta recuperação elástica, conforme mostra a Eq. 2.3, é maior quanto maior o limite de
escoamento, menor o modulo de elasticidade.
2
h
+R
2
h
+R
= = M
f
0
0
f
α
α
(2.3)
Figura 2.4 – Efeito mola no Dobramento (Dieter, 1981).
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 9
2.1.2 Estiramento
Estiramento é o processo de conformação que consiste na aplicação de forças de tração
de maneira a deformar o material sobre uma ferramenta, reduzindo sua espessura.
Neste processo, o
Blank é posicionado entre a matriz e o pisador, o quebra rugas faz o
travamento e, posteriormente, o punção faz a conformação da peça. A Figura 2.5
apresenta a sequência de operação de estiramento.
Durante o estiramento não existe o efeito mola, uma vez que, o gradiente de tensões é
relativamente uniforme, mas por ter predominantemente tensões trativas, somente
materiais dúcteis obtêm grandes deformações.
Figura 2.5 – Processo de conformação por Estiramento (Metals Handbook, 1969).
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 10
A maioria das peças estampadas da indústria automobilística usa o processo de
conformação por estiramento.
A Figura 2.6 ilustra a conformação de copos de fundos hemisféricos, onde o material é
submetido a um sistema biaxial de tensões na zona central do punção. Assim ao
aumentar a profundidade de penetração do punção ocorre nesta região um estiramento
do material reduzindo sua espessura e levando-o ao início da fratura, (Dieter, 1981).
Figura 2.6 – Conformação de copos fundos hemisféricos.
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 11
2.1.3 Embutimento ou Estampagem profunda
O embutimento é um processo de conformação mecânica utilizado para a fabricação de
peças com forma de copo, a partir de chapas planas, sem que ocorra uma redução na
espessura do material.
Este processo consiste no arrastamento da chapa para dentro da cavidade da matriz, por
meio de um punção. Nesta operação, a chapa fica presa por um pisador que serve como
guia. A carga aplicada pelo punção é transmitida para as paredes laterais e quando
ocorre a ruptura, esta se localiza numa estreita parte do material, identificada logo acima
do raio do punção a qual não foi dobrada ou deformada radialmente, conforme ilustrado
na Fig. 2.7.
Figura 2.7 – Embutimento ou Estampagem profunda.
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 12
Durante o processo de embutimento, o
Blank está submetido a um estado complexo de
deformação, ocorrendo dessa maneira deformações trativas na direção radial e
simultaneamente deformações compressivas na direção circunferencial, conforme
mostra a Fig. 2.8.
Figura 2.8 – Deformações atuantes durante a estampagem de um copo (Button e
Bortolussi, 1999).
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 13
Durante o embutimento, a estampabilidade do material é calculada através da razão
entre o diâmetro inicial do
Blank e o diâmetro final do corpo estampado. Logo, a razão
limite de estampabilidade LDR (
Limit Drawing Ratio) de um determinado material,
representa o maior
Blank capaz de ser embutido através de um punção, sem que ocorra
ruptura (Dieter, 1981).
O limite teórico superior é mostrado na Eq. (2.4):
η
máx.
p
0
D
D
LDR
e≈
=
(2.4)
Onde: η = termo de eficiência para compensar as perdas por atrito.
D
0
= diâmetro do blank
D
p
= diâmetro do punção
e = 2,71
2.2 Ensaios
2.2.1 Ensaio de Tração
O ensaio de tração é o teste no qual determinam-se as propriedades mecânicas do
material. Utilizando um corpo-de-prova com geometria conhecida aplica-se uma carga
uniaxial crescente sob o mesmo até o rompimento do material (NBR 6673, 1981). A
carga e a deformação são registradas durante intervalos de tempo originando dessa
maneira a curva tensão-deformação.
A Equação (2.5) mostra que a tensão convencional é obtida através da divisão da carga
pela área inicial. E a equação (2.6) mostra o cálculo da tensão verdadeira.
0
A
P
=S (2.5)
)+(1 S= eσ (2.6)
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 14
A Equação (2.7) mostra que a deformação convencional é obtida através da divisão da
elongação do comprimento do corpo-de-prova pelo comprimento inicial. E a Equação
(2.8) mostra o cálculo da deformação verdadeira.
0
0i
0
L
L -L
=
L
L∆
= e (2.7)
)e+1ln(=
L
L
ln =
0
i
ε (2.8)
A Figura 2.9 ilustra o gráfico da curva tensão-deformação obtida através do ensaio de
tração.
Figura 2.9 – Curva Tensão-Deformação (Dieter, 1981).
Na zona elástica, a tensão é proporcional a deformação (Chiaverini, 1986). Esta relação
é conhecida como Lei de Hooke e define uma dependência linear entre a tensão e a
deformação, conforme mostra a Eq. (2.9). Ela pode ser considerada válida abaixo do
limite elástico, onde a tensão média é proporcional à deformação média.
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 15
Constante = E =
ε
σ
(2.9)
onde:
σ = tensão
E = módulo de elasticidade (
módulo de Young)
ε = deformação
E = é uma medida de rigidez do material, logo quanto maior o módulo de elasticidade,
menor é a deformação elástica resultante da aplicação de uma determinada carga.
A Figura 2.10 ilustra o comportamento de um corpo-de-prova atuando no regime
elástico, onde após a aplicação de uma carga o material deforma e após a retirada, ele
recupera o seu estado inicial.
Figura 2.10 – Corpo-de-prova em regime elástico (Chiaverini, 1986).
Ao ultrapassar o limite de escoamento, atinge-se a zona de deformação plástica, ou seja,
ao retirar a carga o material está permanentemente deformado.
Durante a deformação plástica, o volume permanece constante, aumenta-se o
comprimento e reduz-se a seção transversal do corpo-de-prova. A medida que aumenta a
tensão, aumenta-se a deformação, logo, o material está encruando, até que atinge um
ponto onde ocorre um estreitamento da seção transversal. Forma-se um ponto de
fragilidade, onde toda a deformação plástica posterior será concentrada.
Com a diminuição da seção transversal mais rápida que o aumento da carga de
deformação, a carga necessária à deformação diminuirá e a tensão igualmente
continuará a cair até a ruptura do material. As Figuras 2.11 e 2.12 ilustram essa
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 16
subseção com uma curva Tensão-Deformação nos regimes elástico e plástico e a
deformação de um corpo-de-prova solicitado por cargas trativas, antes da estricção.
Figura 2.11 – Curva Tensão-Deformação (regimes elástico e plástico).
Figura 2.12 – Corpo-de-prova solicitado por força de tração.
2.2.1.1 Resistência a Tração ou Tensão máxima
A resistência a tração ou tensão máxima corresponde à tensão máxima (ponto M)
aplicada ao material antes da ruptura. Representa a carga máxima dividida pela área da
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 17
seção transversal inicial do corpo-de-prova. A Figura 2.13 representa graficamente o
limite de resistência a tração indicado pelo ponto M e a Eq. (2.10) mostra o cálculo para
determinar este limite.
Figura 2.13 – Tensão máxima.
0
máx
máx
A
P
=
σ (2.10)
2.2.1.2 Limite Elástico
Na maioria dos metais existe uma zona de transição do comportamento elástico para o
comportamento plástico, logo, são utilizados alguns critérios para definir o início do
escoamento baseado nas medidas de deformação.
O limite elástico é definido como a maior tensão que o material suporta sem qualquer
deformação permanente após a retirada completa da carga.
Outro critério é o limite de escoamento, definido como a maior tensão necessária para
produzir uma pequena deformação plástica, e que corresponde a interseção da curva
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 18
tensão-deformação, com uma linha paralela à porção elástica da curva, deslocado de
uma deformação específica de 0,1 a 0,2 %, conforme mostra a Fig. 2.14. A Equação
(2.11) indica o cálculo para determinação do limite de escoamento, (Dieter, 1981).
Figura 2.14 – Limite elástico.
0
a
e
A
0,002) = deformação de nto(deslocameP
=
σ (2.11)
2.2.1.3 Ductilidade
A ductilidade representa uma medida do grau de deformação plástica que o material
suportou quando de sua fratura. A Figura 2.15 representa a ductilidade e fragilidade no
gráfico tensão-deformação.
As medidas convencionais de ductilidade são deformação de engenharia na fratura ou
elongamento percentual (AL %) representada na Eq. (2.12), e a redução da área da
fratura (RA %) representada na Eq. (2.13).
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 19
Figura 2.15 – Ductilidade.
100 x
L
L - L
= AL%
0
0i
(2.12)
100 x
A
A -A
= RA%
0
0i
(2.13)
2.2.1.4 Resiliência
Resiliência é a capacidade de um material absorver energia quando está deformado
elasticamente e liberá-la quando descarregado. A Equação (2.14) é o módulo de
resiliência Ur, ou seja, é a energia por unidade de volume necessária para tensionar o
material da tensão zero até a tensão de escoamento
σ
e.
A Figura 2.16 representa
graficamente a resiliência de um determinado material.
()
E2
= x
2
1
= U
2
e
eer
σ
εσ
(2.14)
Materiais mais resilientes são aqueles que têm alto limite de elasticidade e baixo
módulo de elasticidade.
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 20
Figura 2.16 – Módulo de Resiliência dos materiais.
2.2.1.5 Tenacidade
Tenacidade é a capacidade do material em absorver energia na região plástica, ou seja, é
a capacidade de suportar tensões ocasionais acima da tensão de escoamento, sem que
ocorra fraturas. É considerada a área total sob a curva tensão-deformação, e essa área é
a quantidade de trabalho por unidade de volume que pode ser realizada no material, sem
causar sua fratura (Dieter, 1981). A Figura 2.17 ilustra o comportamento de um aço com
baixa e alta tenacidade no gráfico tensão-deformação.
Figura 2.17 – Tenacidade.
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 21
2.2.1.6 Encruamento
O encruamento descreve o fenômeno pelo qual a resistência aumenta durante a
deformação plástica. Estruturalmente falando, o encruamento é caracterizado pela
densidade de discordância e pelo tipo de arranjo no qual esses defeitos se apresentam. A
Equação (2.15) representa uma relação potencial simples da curva de escoamento na
zona de deformação plástica uniforme.
n
εσ K =
(Equação de Holloman) (2.15)
onde: K = coeficiente de resistência
n = expoente do encruamento e determina a capacidade de um material
distribuir a deformação atrasando ao máximo a estricção e o rompimento, ‘n’
pode variar de 0 (sólido perfeitamente plástico) até 1 (sólido elástico).
2.2.1.7 Anisotropia
A anisotropia dos materiais metálicos é uma grandeza que permite avaliar através do
valor R (coeficiente de Lankford), a resistência de uma tira de um determinado material
ao afinamento. A Equação (2.16) mostra que o valor R é a relação das deformações
verdadeiras no sentido da largura e no sentido da espessura, resultantes de um ensaio de
tração, quando a deformação longitudinal encontra-se entre 15 a 20%, sem que ocorra
instabilidade plástica, como mostra a Fig.2.18.
0
0
t
w
T
T
ln
W
W
ln
= = R
ε
ε
(2.16)
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 22
Figura 2.18 – Ensaio utilizado para determinação da Anisotropia.
Os valores de R
0
, R
45
e R
90
são obtidos através de corpos-de-prova retirados segundo as
direções de 0º, 45º e 90º em relação ao sentido de laminação das chapas.
1=R=R=R
90450
(Isotropia planar + Isotropia normal)
1
≠ R ≠ R ≠ R
90450
(Anisotropia planar + Anisotropia normal)
1
≠ R=R=R
90450
(Isotropia planar + Anisotropia normal)
Abaixo nas Eq. (2.17) e (2.18) segue o método para o cálculo da Anisotropia normal e o
coeficiente de Anisotropia planar.
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 23
)R+2R+(R
4
1
=R
90450
m
------------------ Anisotropia normal (2.17)
)R+2R-(R
2
1
=∆R
90450
------------------- Anisotropia planar (2.18)
Obs.: O coeficiente de Anisotropia planar (
∆R) permite avaliar a variação da anisotropia
normal no plano da chapa.
2.2.2 Ensaio Erichsen
O ensaio Erichsen visa avaliar e reproduzir sob condições controladas a
deformabilidade de materiais, como chapas de aço com espessura nominal que variam
de 0,3 a 5,0 mm destinadas a operações de conformação (NBR 5902, 1980).
Para a realização do Ensaio Erichsen utiliza-se uma máquina dotada de uma matriz, um
anel de fixação e um penetrador acoplado a um dispositivo de medição do seu curso,
devidamente calibrado, de tal modo que permita determinar com precisão o momento da
ruptura, conforme ilustrado na Fig. 2.19.
A matriz, o anel de fixação e o penetrador possuem alta resistência ao desgaste e são
bastante rígidos para não sofrerem nenhuma deformação durante o ensaio e alterar o
resultado final.
O penetrador possui uma forma determinada para que ao realizar o ensaio somente o
extremo esférico fique em contato com a superfície do corpo-de-prova e possa no final
do teste ser extraído livremente (NBR 5902, 1980).
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 24
Figura 2.19 – Máquina de Ensaio Erichsen.
Depois que o corpo-de-prova é fixado entre a matriz e o anel de fixação com uma carga
de aproximadamente 10000 N, o penetrador entra em contato com o corpo-de-prova
deformando-o sem choques e vibrações. Este é o ponto inicial onde será medida a
profundidade de penetração.
O resultado do ensaio é medido pela profundidade de embutimento ou pelo
deslocamento do penetrador, desde a posição inicial até a ruptura, sendo expresso em
milímetros.
Para chapas com espessura nominal entre 0,3 a 2,0 mm, o índice de embutimento é
representado pelo símbolo IE. Para este ensaio as dimensões e tolerâncias com relação a
matriz, anel de fixação e penetrador são mostrados na Fig. 2.20.
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 25
Figura 2.20 – Ensaio Erichsen IE (NBR 5902, 1980).
Já os ensaios Erichsen para chapas com espessura nominal entre 2,0 a 5,0 mm, o índice
de embutimento é representado pelo símbolo IE
40
e as dimensões e tolerâncias dos
componentes são mostrados na Fig. 2.21.
Figura 2.21 – Ensaio Erichsen IE
40
(NBR 5902, 1980).
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 26
Durante o Ensaio Erichsen é necessário que o penetrador esteja sempre lubrificado,
geralmente com graxa grafitada, pois o atrito entre este e o corpo-de-prova afeta o
resultado do ensaio.
O critério utilizado para o encerramento do ensaio é o início da ruptura, neste momento
observa-se um ruído ou uma separação de material, acompanhado por uma queda na
carga suportada pelo corpo-de-prova. Dessa maneira, conclui-se que a altura ‘h’ do
corpo-de-prova é o índice Erichsen de embutimento, conforme mostra a Fig. 2.22.
Figura 2.22 – Altura de embutimento durante o ensaio Erichsen.
2.2.3 Curva Limite de Conformação
As curvas limite de conformação representam graficamente a capacidade máxima do
material deformar quando submetido a processos de conformação.
A Figura 2.23 mostra uma representação esquemática de uma CLC (Curva Limite de
Conformação). Observa-se que o eixo das abscissas, (
ε
2
) representa a menor
deformação e no eixo das ordenadas, (ε
1
) é a maior deformação que o material suporta
quando conformado. O método utilizado para identificar as deformações máximas do
material é o surgimento da estricção/fratura no corpo-de-prova.
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 27
Duas retas, cuja as equações estão representadas no próprio gráfico da Fig. 2.23,
delimitam a CLC. A reta da direita representa uma situação de deformação por
estiramento puro ou expansão biaxial, e depende do valor R de
Lankford. A reta da
esquerda representa uma situação de deformação por estampagem/embutimento ou
tração uniaxial (Hosford e Caddell, 1993).
Figura 2.23 – Curva Limite de Conformação.
A obtenção das curvas limite de conformação se faz através do emprego de duas
técnicas. Uma delas realizada através de ensaios de laboratório é denominada como
curvas experimentais, a outra são as curvas teóricas que utilizam algumas propriedades
mecânicas do material, análises de critérios de instabilidade e superfície de fluência.
Basicamente existem dois métodos mais comuns para se determinar as Curvas Limite de
Conformação experimentais: o método IRSID e o método Nakajima. O método IRSID
mostrado na Fig. 2.24 utiliza corpos-de-prova de tração com entalhe e ensaio de
embutimento similar ao método Erichsen.
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 28
Figura 2.24 – Método IRSID (Usiminas, 1999).
Já o método Nakajima mostrado na Fig. 2.25 é mais simples e também mais utilizado.
Este ensaio consiste em conformar uma chapa em uma prensa hidráulica, sob ação de
um punção esférico sólido até a sua fratura ou estricção. Nele utiliza-se diversos corpos-
de-prova com dimensões variadas e previamente marcados sobre as suas superfícies por
uma rede de círculos, através de um processo eletrolítico, conforme visto na Fig. 2.26.
Figura 2.25 – Corpos-de-prova usados no ensaio Nakajima (Usiminas, 1999).
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 29
Após a conformação dos corpos-de-prova, estes círculos são deformados e
transformam-se em elipses ou círculos de maior diâmetro. Logo é possível determinar
as deformações ao longo da superfície medindo os diâmetros maiores e menores destas
elipses, ver Fig. 2.27.
Com a plotagem destes pontos no gráfico, a curva obtida é a Curva Limite de
Conformação, ou seja, é a capacidade máxima que o material tem de se deformar,
independente do tipo de conformação imposta.
Uma circunferência perfeita após a conformação, caracterizam um estiramento puro ou
expansão biaxial. Elipses com menor eixo, igual ao diâmetro inicial, caracterizam o
estado plano de deformação. Já elipses com menor eixo, maior que o diâmetro inicial do
círculo, são obtidas por deformação por estiramento e localizam-se no lado direito da
CLC. Por fim, elipses com menor eixo, inferior ao diâmetro inicial do círculo, são
obtidas através de deformação por embutimento e estão representadas no lado esquerdo
da CLC.
É importante ressaltar que para realizar estas medidas deve-se escolher elipses onde a
fratura tenha passado pelo seu centro, sempre tomando o cuidado de descontar o
comprimento da região fraturada do diâmetro medido.
Figura 2.26 – Rede de círculos marcados eletroliticamente sobre o corpo-de-prova.
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 30
Figura 2.27 – Caracterização da região após a deformação (Usiminas, 1999).
As deformações convencionais e verdadeiras são calculadas através das seguintes
equações:
Maior deformação:
0
01
1
Φ
Φ - Φ
= e
Convencional (2.19)
Verdadeira (2.20)
)e+ln(1 = ε
11
Menor deformação:
0
02
2
Φ
Φ - Φ
= e
Convencional (2.21)
Verdadeira (2.22)
)e+ln(1 = ε
22
Onde:
φ
0
é o diâmetro inicial do círculo
φ
1
é o diâmetro maior final da elipse
φ
2
é o diâmetro menor final da elipse
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 31
Alguns parâmetros influenciam no posicionamento e formato da CLC, são eles: o efeito
da espessura que eleva o limite de conformabilidade, a trajetória da deformação, pré-
deformação a frio, limpeza e qualidade do material, orientação da amostra, o coeficiente
de encruamento ‘n’ e o tamanho da malha de círculos usada na medição das
deformações (Junior, 2002).
As Figuras 2.28 e 2.29, ilustram a influência do diâmetro dos círculos de marcação
eletrolítica nas CLC´s. Observa-se que a variação no diâmetro influencia somente sobre
as maiores deformações principais
ε
1.
Isto pelo fato da fratura/estricção ser
perpendicular à direção de deformação, logo tem-se deformações localizadas na fratura
e deformações uniformes ao longo do diâmetro.
As deformações localizadas na fratura não variam com o diâmetro, mas com maiores
círculos, estas deformações localizadas tornam-se menor em relação as deformações
totais (uniforme e local) nesta direção, contribuindo assim para uma diminuição no
nível da CLC. Como a fratura é paralela à menor deformação
ε
2
e geralmente atravessa
completamente a elipse, a variação do diâmetro inicial não tem o mesmo efeito em
relação à menor deformação, (Júnior, 2002).
Figura 2.28 – Influência do diâmetro dos círculos da malha de marcação eletrolítica
sobre a medida das deformações principais da CLC (Júnior, 2002).
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 32
Figura 2.29 – Variação da CLC em função do tamanho do círculo (Júnior, 2002).
A estampabilidade de um material depende do seu limite de deformação e também da
distribuição das deformações ao longo do material. As CLC´s indicam o limite de
deformação mas é a marcação da malha de círculos sobre a chapa que indica a
distribuição das deformações.
2.3 Fratura Mecânica nos Metais
As fraturas mecânicas nos metais podem estar associadas aos defeitos internos dos
materiais, impurezas, tratamentos térmicos incorretos, sobrecargas, colisões, erosões,
corrosões, ataques químicos, defeitos de projeto, etc.
Geralmente a fratura ocorre quando as tensões e deformações utilizadas superam a
capacidade de carga que o corpo suporta. A análise da fratura pode ser feita através de
uma caracterização e interpretação da sua superfície, assim torna-se possível obter um
mapa topográfico que revela o histórico que levou a fratura ocorrer.
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 33
A fractografia é um sistema de nomenclatura próprio, utilizado para analisar e
caracterizar o tipo e a causa da fratura. Ela permite alguma revelação das tensões
utilizadas, direção de propagação da trinca, temperatura, etc. Enfim, através dos
aspectos topográficos observados, pode-se explicar a causa da fratura (ABM, 1982).
A Figura 2.30 ilustra esquematicamente três dos mais comuns mecanismos de fratura
dos metais e ligas. Fratura dúctil Fig. 2.30(a), Fratura frágil transgranular ou clivagem
Fig. 2.30(b) e Fratura frágil intergranular Fig. 2.30(c).
Figura 2.30 – Mecanismos de fratura nos metais (Anderson, 1994).
2.3.1 Fratura Dúctil
A fratura dúctil é uma das formas de fratura de metais e ligas onde observa-se uma
deformação plástica macroscópica considerável, ou seja, a seção resistente se reduz e
toma-se um formato de “pescoço”. Em metais de elevada pureza, esta seção resistente
se reduz, por deformação plástica, até atingir um ponto ou uma linha com quase 100%
de redução de área, trata-se de deformação plástica continua levada até as últimas
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 34
consequências (ABM, 1982). A Figura 2.31 ilustra esquematicamente o comportamento
da tensão uniaxial nos metais dúcteis.
Figura 2.31 – Tensão-Deformação uniaxial de metais dúcteis (Anderson, 1994).
A fratura dúctil é originada pela formação e coalescência de microcavidades. As
superfícies dos materiais apresentam topografias com cavidades hemisféricas ou
parabólicas, conhecidas como “dimples”. Essas cavidades se caracterizam pelo seu
tamanho médio e pela sua geometria. Seu tamanho relaciona-se com a microestrutura e
com as propriedades mecânicas do material. Já sua geometria está associada à
distribuição das deformações plásticas específicas nas zonas onde as cavidades crescem
e coalescem.
A Figura 2.32 mostra os mecanismos de coalescência mais observados. Na Figura
2.32(a), o mecanismo de coalescência é denominado ruptura normal, nele a tensão tende
a cisalhar o material acima das cavidades em relação ao material abaixo, que é
desprezível.
Na Figura 2.32(b), ocorre a ruptura por cisalhamento, neste tipo de ruptura o material
acima das cavidades sofre cisalhamento em relação ao material abaixo das mesmas.
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 35
Neste tipo de ruptura as cavidades possuem formas parabólicas apontando na direção do
cisalhamento em ambas as superfícies da fratura.
Figura 2.32 – Mecanismos de coalescimento de microcavidades (ABM, 1982).
A geometria das cavidades originadas neste mecanismo de fratura, depende em grande
parte da relação entre os valores de deformação específica no ápice da trinca e da
deformação específica no material à frente da trinca (ABM, 1982), quando maior for
esta relação, mais alongadas serão as cavidades.
A Figura 2.33 ilustra com uma foto o mecanismo de ruptura por cisalhamento. Como os
sentidos de escorregamento são opostos, as cavidades também apontam em sentidos
opostos.
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 36
Figura 2.33 – Ruptura por cisalhamento (ABM, 1982).
Na Figura 2.32(c), observa-se ruptura por rasgamento, que é similar à ruptura normal,
do ponto de vista do estado de tensões diferindo no fato da intensidade de
σ
1
não ser
uniforme ao longo da seção transversal.
A Figura 2.34 ilustra esquematicamente a iniciação das microtrincas, crescimento e
coalescência na ponta de uma trinca pré-existente.
Como a estrutura trincada é carregada, tensões e deformações locais na ponta da trinca
tornam-se suficiente para a nucleação dos orifícios (Anderson, 1994).
Esses orifícios crescem como as trincas e eventualmente se juntam a trinca principal,
como este processo é continuo, a trinca também tende a crescer.
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 37
Figura 2.34 – Mecanismos para crescimento de trincas dúcteis (Anderson, 1994).
Logo, a superfície da fratura dúctil se caracteriza pela presença de cavidades que
representam os orifícios que foram nucleados, cresceram, coalesceram e formaram as
superfícies da fratura.
A Figura 2.35 ilustra a nucleação, crescimento e coalescimento dos micro-orifícios. Se a
fração do volume inicial dos orifícios for baixa, inferior a 10%, cada orifício pode
assumir crescer independentemente; após o crescimento, os orifícios vizinhos se
interagem. A deformação plástica concentra-se ao longo de um plano de orifícios e
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 38
desenvolve instabilidades de “pescoço” localizada. A orientação do caminho da fratura
depende do estado de tensão (Anderson, 1994).
Figura 2.35 – Nucleação, crescimento e coalescência de orifícios em metais dúcteis
(Anderson, 1994).
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 39
2.3.2 Fratura Frágil
A fratura frágil é aquela que ocorre sem deformação plástica macroscópica. Ela é
definida como a propagação rápida de uma trinca ao longo de um plano cristalográfico
particular. As fraturas frágeis se desenvolvem pelos micromecanismos de clivagem,
intergranulares e por micromecanismos que envolvem alta deformação localizada.
Estudos mostram que o início da deformação plástica possa originar microtrincas no
material, sendo assim uma fratura frágil ocorre desde que existam microtrincas e estas
estejam em condições de se propagarem.
Por isso durante uma fratura frágil torna-se importante comparar a tensão
σ
f
(tensão
externa necessária para causar fratura no material) na qual a trinca se propaga e a tensão
σ
y
sob a qual inicia-se deformação plástica. Se σ
f
for maior que σ
y
, o material inicia a
deformação, formam-se as microtrincas porém sua propagação somente ocorrerá se o
material atingir a tensão
σ
f
, por encruamento. Se σ
f
for menor que σ
y
, no instante em
que a deformação se inicia, ocorrerá a formação de trincas e estas se propagarão
imediatamente, pois a tensão aplicada está superior a tensão
σ
f
. Logo
conclui-se que
metais com alto
σ
y
devem ser mais favoráveis a fratura frágil (ABM, 1982).
A iniciação das microtrincas, também podem ser influenciadas pela presença e natureza
de partículas de segunda fase. Estas partículas podem trincar durante a deformação e/ou
ocorrer uma separação de interface 2º fase / matriz.
A Figura 2.36 mostra uma das características macroscópicas mais importantes das
superfícies de uma fratura frágil, as marcas radiais. Elas se estendem pela superfície da
fratura até próximo das superfícies livres, onde as zonas de cisalhamento são formadas
devido ao alívio do estado triaxial de tensões. Essas marcas podem ser decorrentes de
defeitos pré-existentes como tratamentos térmicos, defeitos de solda, porosidade,
regiões iniciais fibrosas, etc.
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 40
Figura 2.36 – Marcas radiais e zona de cisalhamento (ABM, 1982).
Ao retratar os aspectos microscópicos da fratura frágil, a clivagem é o aspecto mais
determinante deste tipo de fratura. Na clivagem a fratura ocorre ao longo de planos
cristalinos paralelos, que se unem em forma de degraus e convergem no sentido de
propagação da trinca, assim várias linhas se juntam formando uma única linha similar
ao aspecto de “rios”, conforme mostram a Fig(s). 2.37(a) e (b).
Figura 2.37(a) – Fratura por Clivagem (Anderson, 1994).
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 41
Figura 2.37(b) – Fratura por Clivagem (Anderson, 1994).
A Figura 2.38 a seguir, ilustra a formação desses “rios”. Uma trinca por clivagem se
propagando, encontra um contorno de grão onde o plano de clivagem mais próximo no
grão adjacente é orientado por um ângulo de torção finito do plano de clivagem atual.
Inicialmente a trinca se acomoda na discordância da torção formando inúmeros planos
paralelos. Como as várias trincas se propagam na mesma direção, elas são unidas pela
ruptura entre os planos. Como esse processo consome mais energia que a propagação de
trinca em um plano simples, existe uma tendência para as várias trincas formadas
convergirem em uma única trinca. Logo a direção de propagação da trinca pode ser
influenciada pelos “rios” (Anderson, 1994). A Figura 2.39 mostra a formação dos rios
em um aço onde a ruptura entre os planos de clivagem paralelos são evidentes.
Considerando a sequência de formação dos rios, observa-se que para pequenos
tamanhos de grão, os contornos de grão tendem a manter as trincas pequenas. A medida
que o diâmetro do grãos crescem, o tamanho da trinca no momento em que esta incide
no contornos de grão também cresce e assim estes contornos teriam cada vez mais
dificuldade de controlar a fratura frágil. Logo podemos concluir que grandes tamanhos
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 42
de grão são mais favoráveis à ocorrência de fratura frágil que os pequenos tamanhos de
grão.
Figura 2.38 – Formação dos “rios” (Anderson, 1994).
Figura 2.39 – Fractologia dos rios em um aço de baixa liga (Anderson, 1994).
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 43
Na maioria dos casos, os metais não falham junto aos contornos de grão. Metais dúcteis
normalmente falham devido a coalescência de orifícios formando inclusões e partículas
de segunda fase, enquanto metais frágeis, tipicamente falham por clivagem
transgranular. Sob circunstâncias especiais entretanto, as trincas podem se formar e
propagar ao longo dos contornos de grão.
Fraturas predominantemente intergranulares, conforme mostra a Fig. 2.40, são
caracterizadas devido a fragilidade dos materiais em consequência de um
superaquecimento, corrosão intergranular, precipitação de fase frágil em contornos de
grão, ação do hidrogênio e metais líquidos, etc. Neste tipo de fratura não existe marcas
ou referências que permitam localizar o ponto inicial da fratura, sendo assim, a
fragilidade do material é a informação mais precisa sobre este tipo de fratura. Um
método bastante utilizado na avaliação de uma fratura frágil é o ensaio Charpy.
Figura 2.40 – Fraturas intergranulares (ABM, 1982).
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 44
2.4 Soldagem a Laser
2.4.1 Blanks Soldados a Laser
Visto que os Tailored Blanks são construídos basicamente pela união de duas ou mais
chapas, torna-se essencial conhecer o meio de ligação, tecnologicamente avançado,
utilizado neste processo, denominado soldagem a
laser.
A palavra
LASER (Light Amplification by Stimulated Emission of Radiation) significa
amplificação da luz através da emissão estimulada de radiação. A soldagem a
laser é um
processo que consiste de um feixe de luz coerente, monocromático e concentrado, de
alta energia (de 1 a 25 KW), conforme mostra a Fig. 2.41 e que pode ser empregado na
soldagem de uma larga variedade de metais, bem como materiais diferentes. É através
desta tecnologia que é possível garantir tanto a união das chapas, quanto a resistência
em diversas solicitações, obtendo assim, ligações com elevada resistência e ductilidade.
Figura 2.41 – Elementos de um sistema típico para soldagem a
laser.
Existem vários tipos de soldagem a
laser empregados atualmente, cada uma possuindo
parâmetros específicos para determinada aplicação, entretanto, os
lasers mais comuns
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 45
são os Dióxido de Carbono (CO
2
) e o Nb:YAG (neodymium – yttrium aluminium
garnet
).
O
Laser CO
2
é resultado de uma mistura de Nitrogênio (N
2
), Dióxido de Carbono (CO
2
)
e geralmente de Hélio (He). O dióxido de carbono é quem produz a luz
laser, enquanto
as moléculas de nitrogênio ajudam a excitar as moléculas de CO
2
e aumentar a
eficiência do processo de formação da luz. O hélio desempenha dupla função: alta
condutividade térmica e alto potencial de ionização.
O
laser CO
2
emite radiação infravermelho, com comprimento de ondas de 9 a 11 µm,
embora emissões de 10,6
µm sejam mais largamente usadas.
Já a soldagem a
laser Nd:YAG apresenta ser mais robusta e compacta, produzindo luz
com comprimento de ondas de 1,06
µm, transmitidas para a peça através de fibras
ópticas.
Os
lasers Nd:YAG foram inicialmente comercializados, operando principalmente no
modo pulsado, onde altos picos de energia eram produzidos. Eles eram utilizados para
aplicações como: cortes, marcações, furos, etc.
Atualmente existem os
lasers Nd:YAG de ondas contínuas (CW) de alta energia (até
10 KW) e são frequentemente usados juntos a robôs, para trabalhos em componentes de
formas complexas. Os cristais nestes
lasers podem ser bombeados usando flashs de luz
branca ou mais eficientemente usando diodos semi-condutores. Este último, produz um
raio de alta qualidade, pois utiliza luz de fibras ópticas.
A soldagem a laser pulsada é normalmente usada para espessuras abaixo de 3mm; já os
lasers CW Nd:YAG de alta energia 4-10 KW são utilizados para soldagem de materiais
de 0,8mm até 15mm de espessura.
A soldagem a
laser Nd:YAG é comercialmente usada em uma larga faixa de aços:
carbono-manganês, aços revestidos, aços inoxidáveis, ligas de alumínio, titânio e
molibidênio. O baixo calor gerado por este processo facilita sua utilização em
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 46
componentes eletrônicos, domésticos e automotivos. Enquanto os
lasers CW de alta
energia são destinados ao setores navais, aeroespaciais e petroquímicos (Hilton, 2000).
Para utilização de uma soldagem a
laser, necessariamente as chapas devem ser
preparadas de modo que possuam superfícies regulares, com alto grau de acabamento
nas bordas a serem soldadas, bem como ausência de oxidação. Sua qualidade depende
das espessuras dos materiais, da razão entre as espessuras e da distância entre chapas.
A Tabela 2 ilustra o grau de qualidade de uma solda a laser variando a distância entre as
chapas a serem soldadas e a razão das suas espessuras.
Tabela 2 – Qualidade da solda a
laser (Ono et al., 2002).
O limite da distância entre chapas que promove uma boa qualidade da solda, tende a
aumentar com o aumento da espessura da chapa e com o aumento da razão das
espessuras. Significa dizer que o aumento da espessura ou das espessuras promove
maior volume de metal a ser fundido, logo, a distância entre as chapas pode ser variada
(Ono
et al., 2002).
As figuras 2.42 e 2.43 a seguir, mostram a relação entre a distância (G) e a razão da
espessura da solda (T
w
/ T
1
), T
av
determina a taxa da espessura da chapa em uma junta
soldada por diferentes espessuras.
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 47
Figura 2.42 – Relação distância entre chapas e espessura da solda (Ono
et al., 2002).
O gráfico apresentado na Fig. 2.43 mostra que a razão da espessura da solda com o
metal base T
w
/ T
1
diminui com o aumento da distância entre chapas. Os pontos deste
gráfico indicam se a qualidade da solda é boa (círculos vazios) ou ruim (círculos
cheios).
Figura 2.43 – Gráfico da razão da distância entre chapas e espessura da solda com o
metal base (Ono
et al., 2002).
Durante o processo de soldagem a
laser, ocorrem solicitações térmicas sobre as chapas,
logo, a zona termicamente afetada pelo calor, denominada ZTA, sofre um aumento
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 48
significativo de ductilidade e o cordão de solda um endurecimento. Essa menor
ductilidade do cordão associada ao amaciamento da ZTA, conduz a uma situação crítica,
uma vez que essa descontinuidade, a nível das propriedades mecânicas, irá tornar a zona
de interface (bordas das juntas) muito vulnerável quando solicitada (Mesquita
et al.,
1999).
A presença do cordão de solda, prejudica a estampabilidade do
blank e provoca uma
redução na resistência de 25 a 30 %, devido a eliminação dos tratamentos térmicos já
realizados, logo, existe a possibilidade de surgirem trincas ao longo do cordão (Souza,
2003).
As Figuras 2.44 e 2.45 ilustram o posicionamento do cordão de solda perante a direção
de maior deformação. De modo sintetizado, quando o cordão é posicionado numa
direção paralela à direção de máxima deformação, a trinca inicia-se na solda
propagando-se em seguida para o metal base. Mas quando o cordão é perpendicular à
direção de máxima deformação, a fratura inicia-se no metal de menor resistência
(Mesquita
et al., 1999).
Figura 2.44 – Cordão de solda posicionado paralelo a direção de deformação
(Ono
et al., 2002).
Capítulo 2 Revisão Bibliográfica 49
Figura 2.45 – Cordão de solda posicionado perpendicular a direção de deformação
(Ono
et al., 2002).
Finalizando, é importante salientar que para melhorar a estampabilidade do
Blank,
evita-se posicionar as soldas em zonas de forte estiramento, ou seja, que o alongamento
paralelo ao cordão seja o menor possível (Souza, 2003).
CAPÍTULO 3
METODOLOGIA
3.1 Generalidades
Este trabalho visa estudar a estampabilidade de chapas de aço em Tailored Blank
utilizadas na indústria automobilística. Para isto, tornou-se necessário determinar as
características e propriedades mecânicas dos aços e das juntas soldadas, através da
determinação da microdureza, microestrutura, imperfeições do cordão de solda a
laser,
limite de escoamento, LE, limite de resistência, LR, alongamento, Al, curva limite de
conformação, CLC, além das análises simulativas de estampagem.
Tabela 3 – Fluxograma dos ensaios experimentais.
50
Capítulo 3 Metodologia 51
3.2 Materiais utilizados
Os materiais utilizados neste trabalho formam um blank soldado a laser empregado na
produção do Reforço Lateral Posterior de um determinado veículo de produção
nacional.
Estes materiais fornecidos pela USIMINAS foram especificados de acordo com as
normas FIAT (Norma 52806, 2002; Norma 52814, 2000; Norma 52811, 2002) e estão
indicados respectivamente na Tab. 4 abaixo. Nestas normas podem ser obtidas
informações como propriedades mecânicas e químicas que determinam o fornecimento
destes materiais conforme especificação da norma.
Porém, como as normas trabalham em uma faixa de valores (limites superior e inferior)
conhece-se somente de forma genérica as propriedades dos materiais base.
Logo, afim de conhecer de forma completa e detalhada o comportamento tanto dos
materiais base quanto dos conjuntos soldados a
laser, tornou-se necessário a realização
de testes em laboratório afim de detalhar suas propriedades.
Tabela 4 – Identificação dos aços utilizados na fabricação das juntas soldadas.
AÇO GRAU ESPESSURA (mm)
A
FE P05 0,7
B
FEE 220 BH 1,2
C
FEE 355F 1,5
As Figuras 3.1 e 3.2 a seguir, ilustram a geometria do
blank fornecido e o Reforço
Lateral Posterior após a operação de estampagem.
Capítulo 3 Metodologia 52
Figura 3.1 – Geometria do
Blank.
Figura 3.2 – Reforço lateral posterior após operação final de estampagem.
Capítulo 3 Metodologia 53
3.3 Amostras Soldadas a Laser
As amostras dos metais base e das juntas soldadas foram obtidas junto ao fornecedor
RIO NEGRO-USIMINAS. As juntas soldadas foram produzidas utilizando o sistema de
soldagem a
laser com CO
2
(dióxido de carbono).
Confeccionados com geometria de 300x500mm para otimizar o
blank durante a
produção dos corpos-de-prova para o ensaio de tração, os conjuntos soldados foram
fornecidos de modo a possuir amostras combinadas pelos materiais AB, BC e AC. Tais
amostras reproduzem a combinação utilizada no projeto do Reforço lateral posterior,
mostrado na Fig. 3.2. A Figura 3.3 representa esquematicamente a geometria e o
posicionamento do cordão de solda em relação ao sentido de laminação dos aços. Estas
amostras serviram para a preparação de todos os corpos-de-prova ensaiados em
laboratório.
Na Figura 3.3(a) as amostras foram produzidas de modo que o posicionamento do
cordão de solda fosse perpendicular ao sentido de laminação e na Fig. 3.3(b) paralelo.
Figura 3.3 – Representação esquemática da geometria das amostras e posicionamento
do cordão de solda em relação ao sentido de laminação.
Capítulo 3 Metodologia 54
3.4 Ensaios Metalográficos
As análises químicas, microestruturais, medições de microdureza e caracterização das
imperfeições do cordão de solda foram realizadas no Laboratório Metalúrgico do
Departamento de Engenharia de Materiais da Fiat Automóveis S.A. Esses ensaios
metalográficos permitem conhecer a estrutura dos grãos, suas direções de laminação,
fatores que influenciam diretamente as propriedades mecânicas dos aços e
consequentemente na suas estampabilidades.
A preparação dos corpos-de-prova seguiu o procedimento padrão. Inicialmente realizou-
se o embutimento das amostras em baquelite, sob condições controladas de temperatura
e pressão. Para o embutimento em baquelite dos conjuntos soldados a
laser retirou-se
amostras retangulares 50x10mm através de um corte transversal ao cordão de solda
sobre o
blank original de 300x500mm, tomando-se o cuidado para que o solda estivesse
sempre posicionada no centro da amostra. Logo, foram confeccionados um total de seis
corpos-de-prova (baquelite) para os metais base e seis para as juntas soldadas.
Encerrado o embutimento em baquelite, ocorreu a etapa de lixamento, onde foi utilizado
4 tipos de lixa com diferentes granulações, seguida pelo polimento e ataque químico
Nital (solução de ácido nítrico e álcool).
Preparados os corpos-de-prova iniciou-se os testes de laboratório. Inicialmente mediu-se
o perfil de dureza Vickers – HV (1Kgf) sobre os metais base e juntas soldadas com
sentido de laminação a 0º e 90º. O perfil de dureza sobre as juntas soldadas foi traçado
realizando medições do centro da zona bruta de fusão para as bordas, ou seja, para os
metais base.
Realizou–se esta análise objetivando identificar sobre as juntas soldadas a
laser, a
microdureza da solda e também a transição metal base, zona termicamente afetada
(ZTA) e zona bruta de fusão.
Após a medição da microdureza realizou-se as análises microestruturais dos metais base
e das juntas soldadas. Para isto, levou-se os corpos-de-prova a um microscópio óptico
onde foi possível identificar a morfologia dos grãos dos materiais.
Capítulo 3 Metodologia 55
Finalizando os ensaios metalográficos foi realizada sobre os corpos-de-prova que
possuíam juntas soldadas a caracterização da geometria do cordão a
laser. Utilizando o
microscópio óptico foi possível identificar valores de concavidade (penetração
incompleta e/ou contração), convexidade (penetração excessiva e/ou excesso de solda),
desalinhamento e a largura do cordão de solda, conforme mostra a Fig. 3.4.
Figura 3.4 – Designação de imperfeições no cordão de solda.
Os resultados encontrados foram inseridos em uma tabela e confrontados com os
valores das normas (BS EN ISO 13919-1, 1997 e Norma 9.50171/05, 1995) utilizadas
para delimitar critérios de aceitabilidade de soldagem a
laser. A Tabela 5 abaixo, mostra
a qualificação das imperfeições da solda de acordo com seus limites.
Tabela 5 – Imperfeições do cordão de solda, segundo norma BS EN ISO 13919-1, 1997.
Limites das imperfeições de acordo com os
níveis de qualidade
Denominação das imperfeições
da solda a laser
Moderado Intermediário Rigoroso
Excesso de material
h ≤ 0,2 mm + 0,3 t h ≤ 0,2 mm + 0,2 t h ≤ 0,2 mm + 0,15 t
Convexidade
Penetração excessiva
h ≤ 0,2 mm + 0,3 t h ≤ 0,2 mm + 0,2 t h ≤ 0,2 mm + 0,15 t
Penetração incompleta
h ≤ 0,3 t (mm) h ≤ 0,2 t (mm) h ≤ 0,1 t (mm)
Concavidade
Contração
h ≤ 0,3 t (mm) h ≤ 0,2 t (mm) h ≤ 0,1 t (mm)
Desalinhamento Desalinhamento
h ≤ 0,25 t (mm) h ≤ 0,15 t (mm) h ≤ 0,1 t (mm)
Capítulo 3 Metodologia 56
3.5 Ensaios de Tração
3.5.1 Preparação dos corpos-de-prova
Foram realizados ensaios de tração nos metais base e nas juntas soldadas. O
dimensionamento e o formato dos corpos-de-prova foram tomados a partir da norma
(NBR 6673, 1981) que descreve o ensaio. As dimensões previstas nesta norma
estabelecem que o corpo-de-prova tenha um comprimento da parte útil L
C
= (56 a
75mm), comprimento inicial L
O
= 50,0mm ± 0,1 , largura da parte útil b = 12,5mm ± 1,
largura da cabeça de 20 a 25mm e raio de concordância r
≥ 15mm. Sendo assim, a
forma e o dimensionamento dos corpos-de-prova confeccionados estão representados na
Fig. 3.5.
Figura 3.5 – Corpo-de-prova no ensaio de tração.
Determinada suas dimensões padrões, os corpos-de-prova foram extraídos das chapas
formando ângulos de 0º e 90º em relação ao sentido de laminação.
A Figura 3.6 mostra que os corpos-de-prova referentes as juntas soldadas foram
posicionados de modo que o cordão de solda, ora estivesse posicionado no centro da
largura da parte útil, paralelo ao sentido de aplicação das forças e ora posicionado no
centro do comprimento da parte útil, perpendicular ao sentido de aplicação das forças.
Capítulo 3 Metodologia 57
Figura 3.6 – Corpos-de-prova das juntas soldadas a laser para o ensaio de tração.
Foram retirados cinco corpos-de-prova de cada amostra para cada direção (0º e 90º),
visto que estava programado o ensaio sobre três, restando dois como segurança. Desta
maneira foram confeccionados um total de trinta corpos-de-prova das amostras dos
metais base e sessenta das amostras soldadas a
laser.
3.5.2 Equipamento para o ensaio de tração
Preparados os corpos-de-prova a etapa seguinte foi a preparação da máquina de tração.
Alocada no Laboratório de Materiais da FIAT AUTOMÓVEIS, esta máquina da marca
INSTRON, tem capacidade para até 30 toneladas, conforme ilustra a Fig. 3.7. Instalado
junto à máquina está um microcomputador responsável pela coleta dos dados
necessários, conforme ilustra a Fig. 3.8.
Figura 3.7 – Máquina de tração e compressão.
Capítulo 3 Metodologia 58
Figura 3.8 – Sistema de coleta de dados.
Para a utilização do equipamento foi necessário a montagem dos dispositivos de fixação
dos corpos-de-prova à maquina e a preparação do programa do ensaio de tração,
necessário para a obtenção dos dados previstos para a análise dos materiais.
3.5.3 O Ensaio de tração
Preparados os corpos-de-prova e o equipamento, iniciou-se os testes de tração sobre os
materiais base e soldados a laser, respectivamente.
Nestes testes determinou-se os valores do limite de resistência (LR), limite de
escoamento (LE), alongamento (AL) e relação elástica (RE). Esses dados ajudaram no
conhecimento tanto dos materiais base quanto da influência do cordão de solda sobre as
juntas soldadas.
Para a execução dos testes foi realizado sobre cada corpo-de-prova uma marcação do
seu comprimento inicial através de marcas de referência gravadas por meio de leves
riscos sobre a superfície do CP, afim de determinar o alongamento do material. Depois
mediu-se a área da seção transversal reta da parte útil, para posteriormente prendê-los às
garras da máquina. Carregou-se essa informação relativa à área no programa da
máquina e iniciou-se o ensaio. O rompimento do corpo-de-prova determina o fim do
teste. Os dados obtidos determinaram os valores dos limites de escoamento e resistência
Capítulo 3 Metodologia 59
calculados. O alongamento foi determinado pela diferença entre o comprimento entre as
marcas após o teste e o comprimento entre as marcas antes do teste.
3.6 Curva Limite de Conformação
O levantamento das Curvas Limite de Conformação à fratura foram realizadas segundo
o método Nakajima, de acordo com a norma (ISO 12004, 1997), dentro do Laboratório
da Usiminas.
3.6.1 Preparação dos corpos-de-prova
Para o levantamento das CLC´s foram confeccionados corpos-de-prova com geometrias
diferenciadas de modo a induzir a deformação do material a uma situação de
embutimento profundo (lado esquerdo do gráfico) ou estiramento biaxial (lado direito
do gráfico). Para cada CP foi realizada uma marcação eletrolítica, que pode ser realizada
por uma malha circular ou quadrada, dependendo do equipamento a ser utilizado. Neste
estudo a malha utilizada pela Usiminas é composta por quadrados com 5 mm de lado.
Esta malha é essencial ao ensaio pois, através dela é que foi medida a deformação do
material e construída as curvas CLC dos metais base e das juntas soldadas.
No lado denominado estiramento ambas deformações são positivas, ou seja, os dois
eixos do retângulo aumentam em relação ao tamanho original do quadrado, enquanto
que no lado denominado embutimento, a deformação menor é negativa o que significa
que o lado menor do retângulo ficou menor que o lado original do quadrado.
O método Nakajima utiliza corpos-de-prova de diferentes larguras, conformados por um
punção hemisférico até atingir sua fratura. Logo, confeccionou-se corpos-de-prova com
comprimento de 180mm e largura variando de 40 a 180mm, de 20 em 20mm de cada
amostra de material, conforme mostra a Fig. 3.9. Desta maneira foram confeccionados
um total de quarenta e oito corpos-de-prova para as amostras dos metais base e quarenta
e oito para as juntas soldadas (6x8) resultando assim em 6 CLC´s dos metais base e 6
CLC´s das juntas soldadas.
Capítulo 3 Metodologia 60
Ainda é importante ressaltar que sobre as juntas soldadas, o cordão de solda foi
posicionado no centro da largura dos corpos-de-prova.
Figura 3.9 – Corpos-de-prova utilizados no ensaio Nakajima utilizando malha quadrada.
3.6.2 Equipamentos e ferramentas para o ensaio
A realização dos ensaios Nakajima foi feita utilizando uma prensa hidráulica da marca
Bulge com capacidade para 100 toneladas que encontrava-se preparada e ajustada
conforme norma para esse tipo de ensaio.
Como ferramentas de estampagem utilizou-se uma matriz com furo de 106mm de
diâmetro e punção esférico com diâmetro de 100mm.
Para obtenção de deformações mais próximas de estiramento puro, ou seja, deformações
localizadas na extremidade direita da CLC, realizou-se mais três ensaios em corpos-de-
prova de 180x180 mm. Conhecido como
Bulge Test, trata-se de um ensaio onde a
conformação é realizada através de uma expansão hidráulica, sem utilização de punção.
Para este ensaio utilizou-se três matrizes diferentes, uma circular (diâmetro de 106 mm)
e duas elípticas (eixos de 106x85 mm e 106x54 mm).
Capítulo 3 Metodologia 61
Realizou-se os testes sobre os metais base e juntas soldadas. No caso específico das
juntas soldadas, tomou-se o cuidado de utilizar um calço afim de compensar a diferença
de espessura entre os materiais. Esse procedimento permitiu distribuir de maneira mais
uniforme a força exercida pelo prensa-chapa.
3.6.3 Ensaio Nakajima
Após a preparação dos corpos-de-prova, equipamento e ferramentas realizou-se o
processo de estampagem a uma velocidade de 0,5mm/s. Os corpos-de-prova que
possuíam uma malha uniforme, deformaram-se até a eminência da fratura. O
surgimento da fratura determinou o encerramento do ensaio.
Após conformados os corpos-de-prova foram medidos com a utilização do
software
ASAME (
Automated Strain Analysis and Measurement Environment). Esse software
através de imagens digitalizadas do corpo-de-prova deformado, promove o
reconhecimento da malha de quadrados previamente marcada calculando as
deformações que o mesmo foi submetido.
A confecção das CLC´s dos materiais foram obtidas através dos valores das
deformações convencionais maior (e
1
) e menor (e
2
) na região da fratura de cada corpo-
de-prova, segundo as Eq(s). (2.19) e (2.21), vistas no Cap.2.
A partir das deformações convencionais, calculou-se as deformações verdadeiras
ε
1
e ε
2
através das Eq(s). (2.20) e (2.22).
Posteriormente, os pontos adquiridos foram colocados num gráfico ε
1
x ε
2
e ajustou-se
uma curva sobre a nuvem de pontos gerada. Essa curva obtida representou a CLC à
fratura do material.
Capítulo 3 Metodologia 62
3.7 Ensaios Simulativos de Estampagem
3.7.1 Projeto das Ferramentas para os Ensaios
Nesta parte do estudo em que se visou a realização de testes simulativos práticos
semelhantes àqueles que ocorrem durante um processo de estampagem, foi
desenvolvido o projeto das ferramentas para os ensaios simulativos de conformação.
O projeto foi desenvolvido tendo como referência os parâmetros que descrevem o
método de ensaio de embutimento Erichsen e de acordo com as características do
equipamento a ser utilizado. Neste caso utilizou-se o mesmo equipamento do ensaio de
tração mostrado na Fig. 3.7.
Logo, foram dimensionados o conjunto superior (punção) e os conjuntos inferiores
(base, matriz, prensa-chapa ou pisador), denominados desta forma por se tratar dos
componentes acoplados ao pistão hidráulico da prensa e à base do equipamento,
respectivamente. O material utilizado para a confecção destes conjuntos foi o aço
ABNT 1045.
O estudo do projeto foi desenvolvido em parceria entre a Engenharia do Produto
Carroceria e a Engenharia de Processos Industriais de Prensas. As ferramentas foram
construídas pelo Centro de Construção de Protótipos da Engenharia do Produto, todos
pertencentes à Fiat Automóveis S.A.
Foram projetados três conjuntos de estampagem, cada conjunto consiste basicamente de
um punção que conforma um
blank soldado a laser através de uma matriz formando um
“copo”. Este
blank está fixado sobre a matriz através de um prensa-chapa, que evita que
o material escorregue para dentro da matriz durante o embutimento.
As primeiras peças projetadas foram os punções. A Figura 3.10 mostra os três tipos de
punções projetados.
Capítulo 3 Metodologia 63
Os projetos restringiram-se basicamente ao dimensionamento do diâmetro final do
“copo” e do seus comprimentos, suficientemente longos para ultrapassar a espessura do
prensa-chapa e matriz, formar o “copo” e posteriormente atingir a fratura do material.
Os punções são acoplados diretamente ao pistão hidráulico da prensa, responsável pelo
movimento vertical que promove o embutimento.
Figura 3.10 – Punções das ferramentas de estampagem.
A segunda peça projetada foi a base das matrizes, única peça comum para os três
conjuntos projetados, conforme mostra a Fig. 3.11.
A base das matrizes está acoplada à base da prensa hidráulica. Sua altura foi
dimensionada de modo que fosse suficiente para que o “copo” fosse formado até atingir
sua ruptura.
Capítulo 3 Metodologia 64
Figura 3.11 – Base das matrizes de estampagem.
Posteriormente à base das matrizes foram projetadas as matrizes. Projetou-se duas
matrizes onde uma delas é comum para os conjuntos cilíndricos e a outra utilizada para
o conjunto quadrado, conforme a Fig. 3.12.
A matriz corresponde a uma flange com um furo central para dentro do qual o punção
deverá embutir o material formando um “copo”. Os furos centrais das matrizes deste
projeto foram dimensionados objetivando uma folga entre o furo da matriz e o punção,
permitindo assim realizar os ensaios com uma espessura máxima das chapas.
Figura 3.12 – Matrizes de estampagem.
Capítulo 3 Metodologia 65
Nesta fase do projeto optou-se por desenvolver matrizes bipartidas, onde similar aos
ensaios Nakajima, pudessem ser utilizados “calços” que compensasse a diferença de
espessura do corpo-de-prova e permitisse distribuir de maneira uniforme a força
exercida pelos prensa-chapas e punções.
Os prensa-chapas ou pisadores foram as últimas peças a serem projetadas. Análogo ao
projeto das matrizes foram projetados dois prensa-chapas, um para atender os conjuntos
cilíndricos e o outro o conjunto quadrado, conforme mostra a Fig. 3.13.
Posicionado sobre a matriz sua função é alinhar e prender a chapa que será deformada,
não permitindo que o material escorregue para dentro da matriz sob efeito do punção.
É importante observar no projeto dos prensa-chapas Fig. 3.13 que estas peças possuem
ao longo de suas zonas perimetrais o chamado quebra-rugas, dispositivo auxiliar que
promove um melhor travamento da chapa sobre a matriz.
Figura 3.13 – Prensa-chapas ou pisadores, vista de frente e vista inferior (lado a contato
com a matriz).
Capítulo 3 Metodologia 66
Na Figura 3.14 a seguir, encontra-se as vistas isométricas das ferramentas utilizadas nos
ensaios com as respectivas indicações dos seus componentes, sendo:
1) Punção
2) Base
3) Matriz
4) Prensa-chapa
A Figura 3.14(a) mostra a representação dos conjuntos cilíndricos e a Fig. 3.14(b) do
conjunto quadrado.
(a)
(b)
Figura 3.14 – Representação esquemática das ferramentas utilizadas nos ensaios de
estampagem.
Capítulo 3 Metodologia 67
3.7.2 Corpos-de-prova e o Ensaio de Estampagem
Para a realização dos ensaios simulativos de estampagem confeccionou-se corpos-de-
prova com formato quadrado de 200 x 200mm. Desta forma foram confeccionados dois
CP´s de cada amostra de material pra cada tipo de punção, totalizando dezoito corpos-
de-prova. Visto que estava programado o ensaio sobre um deles restando o outro como
segurança.
Antes de iniciar os ensaios foi necessário realizar um
try-out (teste), afim de regular o
alinhamento do punção com a matriz e testar os mecanismos de controle da prensa
hidráulica. Todo o processo de ajuste da ferramenta e utilização dos mecanismos de
controle ofereceram maior confiabilidade e precisão nos resultados.
Preparados os corpos-de-prova e o equipamento, realizou-se o processo de estampagem
por estiramento deformando-se o
blank até a eminência de fraturas. Também neste
ensaio o surgimento da fratura foi o parâmetro de determinação do encerramento do
teste.
Através das diferentes geometrias dos punções e matrizes, simulou-se o comportamento
das juntas soldadas a laser quando submetidas a diferentes tensões de deformações.
Após os ensaios, recortou-se a zona fraturada de cada corpo-de-prova e levou para o
MEV (Microscópio Eletrônico de Varredura) onde analisou-se e caracterizou-se as
superfícies das fraturas.
CAPÍTULO 4
RESULTADOS E DISCUSSÕES
Fornecidas as amostras relativas aos metais base e juntas soldadas realizou-se
inicialmente a classificação dos materiais base A, B e C que compõem este estudo. Estas
amostras tratam-se de chapas finas de aço-caborno laminadas a frio utilizadas para
estampagem de peças automotivas. O aço A (Norma 52806, 2002) foi identificado como
um aço EEP-IF (
Interstial Free) com espessura de 0,7 mm. O aço B (Norma 52814,
2000) com espessura de 1,2 mm trata-se de um material BH (
Bake Hardening) e o aço C
(Norma 52811, 2002) foi identificado como um aço HSSS (
High Strength Sheet Steel)
com espessura de 1,5 mm.
4.1 Ensaios Metalográficos
Os ensaios de laboratório iniciaram com a verificação da composição química dos
materiais selecionados para o estudo. Na Tabela 6 estão apresentados os resultados
desta análise.
Tabela 6 – Composição química dos aços das juntas soldadas.
Aço Carbono
%
Manganês
%
Titânio
%
Fósforo% Enxofre
%
Alumínio
%
Nióbio
%
Nitrogênio
%
A 0,002 0,15 0,035 0,01 0,008 0,035 0,01 0,0026
B 0,002 0,35 ---------- 0,04 0,01 0,04 0,01 0,0028
C 0,09 0,9 ---------- 0,015 0,007 0,05 0,03 0,0050
Através da análise química observou-se que o aço C é o metal base com maior
concentração do principal elemento de liga nos aços, o Carbono. Esse Carbono
combinado com as percentagens de Manganês e Nióbio, caracterizaram o aço C como o
material de maior resistência a tração, maior dureza e menor ductilidade nesse estudo.
68
Capítulo 4 Resultados e Discussões 69
Realizado este comparativo entre os aços A e B, foi observado uma similaridade em
suas composições químicas. Devido a pequenas diferenças nas concentrações de
Manganês e Alumínio, o aço B foi caracterizado como mais resistente e duro em relação
ao aço A. Este por sinal contêm em sua composição a influência do elemento químico
Titânio que administrado em pequenas quantidades tem a função de refinar os grãos.
Após o ensaio químico foram realizados os ensaios de dureza, a partir da inserção das
amostras em baquelite. Preparados os corpos-de-prova realizou-se os ensaios de dureza
Vickers – HV1 (1Kgf) sobre os metais base e juntas soldadas com sentido de laminação
a 0º e 90º. A Tabela 7 mostra os resultados referente à média simples das durezas
obtidas nos metais base.
Tabela 7 – Dureza Vickers dos metais base.
DUREZA (HV1)
Material
Sentido de laminação 0º Sentido de Laminação 90º
A 88,9 87,1
B 94,9 98,6
C 148 ,0 151,4
A dureza sobre os CP´s formados pelas amostras soldadas a
laser foram feitas partindo
do centro da solda, ponto zero do gráfico, para as extremidades (metais base). As
Figuras 4.1, 4.2 e 4.3 mostram os gráficos relativo à média simples dos perfis de dureza
das juntas soldadas.
Dureza Junta AB
0
50
100
150
200
250
300
5.0 3.0 2.6 2,2 1,8 1,4 1,0 0,6 0,4 0,2 0 0,2 0,4 0,6 1,0 1,4 1,8 2,2 2.6 3.0 5.0
Material A Material B
Largura (mm)
Dureza (HV)
0º
90º
Figura 4.1 – Perfis de Dureza Vickers junta AB.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 70
Dureza Junta AC
0
50
100
150
200
250
300
5.0 3.0 2.6 2,2 1,8 1,4 1,0 0,6 0,4 0,2 0 0,2 0,4 0,6 1,0 1,4 1,8 2,2 2.6 3.0 5.0
Material A Material C
Largura (mm)
Dureza (HV)
0º
90º
Figura 4.2 – Perfis de Dureza Vickers junta AC.
Dureza Junta BC
0
50
100
150
200
250
300
350
5.0 3.0 2.6 2,2 1,8 1,4 1,0 0,6 0,4 0,2 0 0,2 0,4 0,6 1,0 1,4 1,8 2,2 2.6 3.0 5.0
Material B Material C
Largura (mm)
Dureza (HV)
0º
90º
Figura 4.3 – Perfis de Dureza Vickers junta BC.
Após inspeção visual verificou-se uma similaridade de forma entre os perfis de dureza
das juntas AB, AC e BC. Uma pequena zona central afetada pelo calor (incluindo a zona
de fusão), de 2 a 2,5mm de largura, apresentou um acréscimo na dureza. Porém à
medida que se afastou desta zona central, a dureza da junta alcançou os valores dos seus
respectivos metais base.
Foi verificado na zona de fusão que a junta AB possui uma dureza média de 250HV, a
junta AC 240HV e a junta BC 290HV. Conclui-se através destes resultados que o calor
gerado pelo cordão de solda a
laser influenciou diretamente na elevação da dureza da
Capítulo 4 Resultados e Discussões 71
junta na zona central. Este acréscimo está compreendido em torno de 2 a 3 vezes a mais
a dureza dos seus respectivos metais base. Logo trata-se de uma região resistente e dura,
porém frágil.
Finalizado o ensaio de Dureza Vickers, realizou em seguida as análises metalográficas
dos metais base e das juntas soldadas. Com os corpos-de-prova preparados após ataque
Nital de 4%, levou-os ao microscópio óptico com aumento de 100 vezes onde
identificou-se a morfologia dos grãos.
A Figura 4.4 ilustra a microestrutura dos metais base. Foi observado que o aço A possui
uma microestrutura ferrítica constituída por grãos finos e uniformemente distribuídos,
ASTM 8/9. Identificado como um aço EEP-IF (
Interstital Free) não ligado, com baixo
teor de carbono, sendo destinado a estampagem de peças automotivas com criticidade
de forma.
Metal Base - A Metal Base - B
Metal Base - C
Figura 4.4 – Microestrutura dos metais base com aumento de 100X.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 72
O aço B foi identificado como um material BH (
Bake Hardening) e possui uma
microestrutura similar ao aço A. Com tamanho de grão ASTM 8, é também um material
utilizado na estampagem de peças automotivas com criticidade de forma. Difere do aço
A por apresentar em sua composição química diferenças nas concentrações de
Manganês e Alumínio, elementos químicos que dão maior resistência mecânica ao
material. Materiais dessa classe apresentam um incremento de resistência mecânica em
torno de 60MPa após passagem no forno com temperatura superior a 170ºC.
Já o material C foi identificado como um aço HSSS (
Hight Strength Sheet Stell) micro-
ligado com baixo teor de carbono.
Este aço possui uma microestrutura ferrítica, com tamanho de grão ASTM 10, devido a
sua maior concentração de Nióbio, elemento químico com capacidade de refinamento
de grãos. Trata-se do material de maior resistência mecânica deste estudo sendo um
material de estampagem média, empregado em partes estruturais da carroceria
particularmente nas mais solicitadas.
Identificadas as microestruturas dos metais base foram realizadas as análises
metalográficas sobre as juntas soldadas.
A Figura 4.5 ilustra a microestrutura das juntas soldadas observadas no microscópio
óptico com aumento de 100 vezes. Nesta figura, foram observadas as microestruturas
dos metais base, da zona afetada pelo calor e da zona bruta de fusão.
A Figura 4.6 ilustra a microestrutura somente da zona bruta de fusão observada no
Microscópio Eletrônico de Varredura, MEV, com aumento de 500, 1000 e 2500 vezes.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 73
Junta Soldada AB
Junta Soldada AC
Junta Soldada BC
Figura 4.5 – Microestrutura das juntas soldadas (Zona bruta de fusão e Zona afetada
pelo calor) com aumento de 100X no microscópio óptico.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 74
Junta AB – 500X Junta AB – 1000X
Junta AB – 2500X Junta BC – 500X
Junta BC – 1000X Junta BC – 2500X
Figura 4.6 – Microestrutura da zona bruta de fusão analisada no MEV.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 75
Na microestrutura da zona bruta de fusão foram observadas a presença de estruturas
heterogêneas constituídas por grãos equi-axiais e aciculares formando duas fases: uma
fase clara denominada ferríta e outra escura precipitada no contorno de grão que não é
claramente identificada mas que alguns autores denominam como Bainita (Souza, 2003)
e outros como ferríta Widmanstätten e Martensita (Moore, 2002). Por não ser o objeto
desse estudo e por não ser perfeitamente identificada, essa microestrutura da zona bruta
de fusão deve ser considerada como alvo de futuros estudos.
Sob o ponto de vista das propriedades mecânicas, a ferríta é caracterizada por apresentar
baixa dureza e resistência, porém muita ductilidade (Colpaert, 1969). Já a martensita
possui alto limite de resistência a tração e elevada dureza, entretanto possui baixa
ductilidade (baixos valores de alongamento e estricção) e baixa tenacidade (Chiaverini,
1987).
Dessa maneira foi concluído que as estruturas metalográficas observadas correlacionam
com os perfis de dureza dos materiais. Onde os metais base com microestrutura ferrítica
obtiveram baixa dureza (89–150 HV) e a zona bruta de fusão formada por uma estrutura
heterogênea obteve acréscimo de 2 a 3 vezes o valor da dureza em relação aos seus
respectivos metais base.
Após os ensaios metalográficos, realizou-se a caracterização da geometria dos cordões
de solda medindo as imperfeições da solda.
Utilizando o microscópio óptico com aumento de 100 vezes foi identificado os valores
de concavidade (penetração incompleta e/ou contração), convexidade (penetração
excessiva e/ou excesso de material), desalinhamento e largura total do cordão.
Na Tabela 8 são apresentados os resultados da caracterização dos cordões soldados a
laser.
Os valores desta tabela são a determinação em milímetros das imperfeições do cordão
de solda. A identificação de cada imperfeição da solda foram ilustradas na Fig. 3.4 do
Capítulo 3.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 76
Tabela 8 – Caracterização das imperfeições do cordão de solda a laser.
Material
Sentido de
laminação
Largura
da solda
(mm)
Concavidade
(mm)
Convexidade
(mm)
Desalinhamento
(mm)
AB 0º 0,95 0,03
AB 90º 0,87
0,03 - Penetração
incompleta
0,06 – Contração
0,07
AC 0º 0,93
0,02 - Penetração
incompleta
0,07 – Contração
0,05
AC 90º 0,91
0,03 - Penetração
excessiva
0,10 - Excesso de
material
BC 0º 0,90 0,11 – Contração
0,08 - Excesso de
material
BC 90º 1,18
0,10 - Penetração
incompleta
0,04 – Contração
Nas Figuras 4.7, 4.8 e 4.9 são ilustradas algumas dessas imperfeições da solda sobre as
juntas AB, AC e BC.
Figura 4.7 – Geometria do cordão de solda – Junta AB c/ sentido de laminação 0º.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 77
Figura 4.8 – Geometria do cordão de solda – Junta AC c/ sentido de laminação 90º.
Figura 4.9 – Geometria do cordão de solda – Junta BC c/ sentido de laminação 90º.
As normas utilizadas como referências dos níveis de qualidade para as imperfeições da
solda (BS EN ISO 13919-1997 e Norma 9.50171/05), de acordo como seus limites de
aceitabilidade, classificam as juntas soldadas a
laser em níveis de qualidade moderado,
intermediário ou rigoroso.
Comparando os resultados encontrados com os critérios delimitados pelas normas para
aceitabilidade da solda a laser, conforme mostra a Tab. 5 do Capítulo 3, foi concluído
que as juntas avaliadas neste estudo estão aprovadas e situando-se no nível de qualidade
rigoroso.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 78
5.2 Ensaio de tração
Preparados os corpos-de-prova de tração, foram então ensaiadas as amostras relativas
aos metais base e juntas soldadas, para os quais foram obtidos dados referentes ao
Limite de Escoamento (L.E), Limite de Resistência (L.R), Alongamento (AL) e Relação
Elástica (R.E).
No anexo A estão apresentados os relatórios destes ensaios emitidos pelo micro
computador da máquina de tração ilustrada na Fig(s). 3.7 e 3.8 do capítulo 3.
Cada relatório contém os parâmetros utilizados no teste e os dados mencionados de cada
amostra com descrição do metal base ou junta ensaiada, de acordo com o ângulo que
formam com a direção de laminação e no caso das juntas soldadas, mais a orientação do
cordão de solda (transversal ou longitudinal).
As Tabelas 9 e 10 apresentam um resumo dos resultados. Os valores da tabela são
resultados de uma média aritmética simples de três CP´s para cada amostra.
Tabela 9 – Propriedades mecânicas dos materiais base.
Sentido de Laminação 0º Sentido de Laminação 90º
Material
LE
(MPa)
LR
(MPa)
AL % RE %
LE
(MPa)
LR
(MPa)
AL % RE %
A 153,19 310,63 46,15 49,32 159,85 303,12 43,13 52,73
B 202,86 332,48 39,10 61,01 216,22 336,87 39,03 64,18
C 357,11 480,80 28,99 74,27 378,22 484,59 29,56 78,05
Capítulo 4 Resultados e Discussões 79
Tabela 10 – Propriedades mecânicas das juntas soldadas.
Cordão de Solda Longitudinal
Sentido de Laminação 0º Sentido de Laminação 90º
Material
LE
(MPa)
LR
(MPa)
AL % RE %
LE
(MPa)
LR
(MPa)
AL % RE %
AB 272,12 354,24 17,49 76,82 281,12 334,89 14,46 83,95
AC 338,54 434,86 22,70 77,85 344,17 441,62 23,60 77,93
BC 347,36 445,74 20,51 77,93 375,37 471,42 21,94 79,62
Cordão de Solda Transversal
Sentido de Laminação 0º Sentido de Laminação 90º
Material
LE
(MPa)
LR
(MPa)
AL % RE %
LE
(MPa)
LR
(MPa)
AL % RE %
AB 141,98 302,24 23,97 46,97 161,90 299,37 24,10 54,08
AC 157,12 304,41 25,05 51,61 158,25 301,28 25,87 52,52
BC 250,90 354,55 20,02 70,77 258,58 347,95 20,85 74,31
A variação das propriedades mecânicas de cada amostra de acordo com o sentido de
laminação e orientação do cordão de solda no caso das juntas soldadas estão
representadas nos gráficos da Fig. 4.10.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 80
0,00
50,00
100,00
150,00
200,00
250,00
300,00
350,00
400,00
L.E (MPa)
A B C AB (T) AC (T) BC (T) AB (L) AC (L) BC (L)
Material
Limite de Escoamento
0º
90º
T = Cordão de solda
Transversal
L = Cordão de solda
Longitudinal
0,00
50,00
100,00
150,00
200,00
250,00
300,00
350,00
400,00
450,00
500,00
L.R (MPa)
A B C AB (T) AC (T) BC (T) AB (L) AC (L) BC (L)
Material
Limite de Resistência
0º
90º
T = Cordão de solda
Transversal
L = Cordão de solda
Longitudinal
0,00
5,00
10,00
15,00
20,00
25,00
30,00
35,00
40,00
45,00
50,00
AL. (%)
A B C AB (T) AC (T) BC (T) AB (L) AC (L) BC (L)
Material
Alongamento
0º
90º
T = Cordão de solda
Transversal
L = Cordão de solda
Longitudinal
Figura 4.10 – Variação das propriedades L.E, L.R e AL. de uma amostra para outra em
função do sentido de laminação e posicionamento do cordão de solda.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 81
Inicialmente foi avaliado a influência do sentido de laminação das amostras. Observou-
se que o Limite de Escoamento dos metais base e juntas soldadas com sentido de
laminação a 90º apresentaram valores superiores aos obtidos com o sentido de
laminação a 0º, atingindo variações em até 8%. Já ao analisar o Limite de Resistência e
Alongamento houve uma oscilação nos resultados, ora L.R e AL. a 90º apresentaram
superior, ora inferior a 0º.
Posteriormente foi observado que os valores de L.E e L.R das juntas soldadas são
lineares crescentes de acordo com seus respectivos metais base, ou seja, a resistência
mecânica do metal C é superior ao metal B que é superior ao metal A. Logo, a junta
soldada BC é superior a AC que por seguinte é superior a junta AB. Ao analisarmos o
Alongamento foi observado uma variação dos resultados devido a influência do cordão
de solda no alongamento do material. Os valores de L.E e L.R dos metais base foram
coerentes com seus valores de dureza e a composição química, mensurados
anteriormente.
Notou-se também que nas amostras soldadas com o cordão de solda longitudinal, as
propriedades L.E e L.R da junta AB foram superiores as valores apresentados pelos seus
respectivos metais base. Para as juntas AC e BC esses valores apresentaram-se
próximos do material de maior resistência (aço C). Já o Alongamento destas juntas teve
um comportamento inverso, sendo inferior ao material base de menor alongamento.
Sobre as amostras compostas por cordão de solda transversal, os valores de L.E e L.R
apresentaram-se mais próximos do valor obtido pelo aço de menor resistência na junta.
Por exemplo no caso da junta AB, seus valores de L.E e L.R foram próximos do valores
do metal base A. As juntas AB e AC tiveram pequenas variações da ordem de 6% e a
junta BC variações da ordem de 23%. Já o alongamento de maneira análoga ao cordão
de solda longitudinal obteve valores inferiores ao alongamento do material base de
menor ductilidade.
Através do ensaio de tração foi concluído que a solda a
laser atuou fortemente nas
propriedades mecânicas dos materiais. A solda elevou o limite de escoamento e
resistência das juntas soldadas, porém diminuindo sua ductilidade (alongamento).
Capítulo 4 Resultados e Discussões 82
As Figuras 4.11 e 4.12 mostram os corpos-de-prova das juntas soldadas após o ensaio
de tração. Nas amostras com cordão de solda longitudinal, foi observado para a ruptura
da junta AB, que a trinca iniciou no centro da solda propagando-se simultaneamente
para os metais base. Já sobre a ruptura das juntas AC e BC a trinca iniciou no centro da
solda, rompendo inicialmente o material de maior resistência (Aço C) e posteriormente
o material de menor resistência.
(Cordão de Solda Longitudinal)
Sentido de Laminação 0º Sentido de Laminação 90º
Figura 4.11 – Corpos-de-prova das juntas soldadas com cordão de solda longitudinal.
As trincas nestes corpos-de-prova iniciaram na solda devido ao fato destes CP´s
possuírem em toda sua extensão a influência da cordão e por estarem posicionadas
paralelamente às forças trativas uniaxiais. Conforme constatado pela diferença de
dureza entre a região da solda e os metais base, essa zona de maior dureza ao ser
tracionada, deforma-se menos e rompe.
A trinca ter propagado simultaneamente para os metais base sobre a junta AB foi
justificada pela similaridade das suas propriedades mecânicas como dureza, limites de
tração e alongamento. Para as juntas AC e BC a trinca ocorreu primeiro sobre o aço C
para depois romper o outro metal base. Isto acorreu devido ao material C ser mais duro,
mais resistente e menos dúctil, logo, suportou menores deformações.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 83
Sobre as juntas soldadas com cordão de solda transversal, foi observado que a ruptura
ocorreu em todos os corpos-de-prova nos metais base de menor resistência, conforme
mostra a Fig. 4.12.
(Cordão de Solda Transversal)
Sentido de Laminação 0º Sentido de Laminação 90º
Figura 4.12 – Corpos-de-prova das juntas soldadas com cordão de solda transversal.
O motivo da ruptura ter ocorrido nos metais base de menor resistência foi devido ao
posicionamento da solda e dos materiais base em relação às forças trativas uniaxiais. A
solda por estar localizada na porção central da parte útil do corpo-de-prova influenciou,
devido a sua dureza, no alongamento uniforme do corpo-de-prova. Logo iniciado o
ensaio o material de menor resistência foi mais solicitado, alongou-se mais e rompeu.
A Figura 4.13 representa a variabilidade dos resultados de cada propriedade mecânica
para cada amostra. Os pontos dentro de cada barra vertical são os valores medidos de
cada corpo-de-prova.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 84
Figura 4.13 – Variabilidade dos resultados para cada amostra.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 85
Este tipo de gráfico foi um método ilustrativo que possibilitou comparar a variabilidade
dos resultados de uma amostra para outra, logo, quanto maior a altura da barra maior a
dispersão dos resultados ou a amostra apresentou um alto desvio padrão.
Neste caso, foi observado que as juntas soldadas com cordão de solda longitudinal
apresentaram maiores dispersões, comprovando assim a forte influência da solda sobre a
uniformidade do material.
4.3 Curvas Limite de Conformação – Ensaio Nakajima
Preparados os corpos-de-prova para o ensaio Nakajima, realizou-se o testes de
estampagem para os quais foram levantadas as curvas limite de conformação, CLC, dos
metais base e juntas soldadas.
Os corpos-de-prova que inicialmente possuíam uma marcação eletrolítica composta por
uma malha de quadrados uniforme de 5mm de lado, foram deformados e a malha tomou
o formato de retângulos.
Como o auxílio do software ASAME (
Automated Strain and Meauserement
Environment
) mediu-se os corpos-de-prova para os quais foram tomados os valores do
lado maior e menor dos retângulos. Logo a partir desses valores foram calculadas as
deformações convencionais maior e menor
e
1
e e
2
. Com os valores das deformações
convencionais, foram calculados os valores das deformações verdadeiras
ε
1
e ε
2
.
As Figuras 4.14 a 4.17 mostram as CLC´s dos metais base e das juntas soldadas
juntamente com uma nuvem de pontos que representam as deformações medidas pelo
software.
Parte desses pontos são formados pelas deformações medidas fora da região de fratura,
seus valores de
ε
1
são menores e estão representados nos gráficos como “Sem Fratura”.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 86
A outra parte dos pontos, responsáveis pela formação da curva, são os pontos formados
pelas deformações medidas próximo à fratura, seus valores de
ε
1
são maiores e estão
representados no gráfico como “Fratura”.
(1)
(2)
Figura 4.14 (a) – CLC´s do metal base “A” com sentido de laminação 0º (1) e 90º (2) à
direção da maior deformação.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 87
(1)
(2)
Figura 4.14 (b) – CLC´s do metal base “B” com sentido de laminação 0º (1) e 90º (2) à
direção da maior deformação.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 88
(1)
(2)
Figura 4.14 (c) – CLC´s do metal base “C” com sentido de laminação 0º (1) e 90º (2) à
direção da maior deformação.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 89
(1)
(2)
Figura 4.15 – CLC´s da Junta AB com sentido de laminação 0º (1) e 90º (2) ao cordão
de solda.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 90
(1)
(2)
Figura 4.16 – CLC´s da Junta AC com sentido de laminação 0º (1) e 90º (2) ao cordão
de solda.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 91
(1)
(2)
Figura 4.17 – CLC´s da Junta BC com sentido de laminação 0º (1) e 90º (2) ao cordão
de solda.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 92
Com todas as curvas plotadas foi então possível estabelecer uma comparação entre elas,
sobrepondo-as, afim de avaliar o comportamento dos materiais.
As Figura 4.18 e 4.19 mostram as comparações das CLC´s dos metais base com sentido
de laminação paralelo e perpendicular à direção de maior deformação. Como esperado,
verificou-se que os materiais com maiores concentrações de Carbono, Manganês e
Nióbio, são mais resistentes e duros porém possuem menor capacidade de conformação,
aço C. Inversamente materiais com menor concentração de carbono são mais dúcteis e
possuem melhor conformabilidade, aço A.
Ao comparar a influência do sentido de laminação na estampabilidade destes materiais,
foi verificado que o sentido de laminação a 0º apresentou menor estampabilidade,
apesar dos aços A e C apresentarem comportamentos próximos.
Figura 4.18 – Comparação das CLC´s dos metais base A, B e C com sentido de
laminação 0º.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 93
Figura 4.19 – Comparação das CLC´s dos metais base A, B e C com sentido de
laminação 90º.
As comparações das CLC´s seguintes foram realizadas entre as juntas soldadas e os
metais base que as constituem.
A Figura 4.20 é a comparação das CLC´s da junta AB com o sentido de laminação 0º e
90º ao cordão de solda e os metais base A e B. Notadamente foi verificado que a CLC´s
das juntas soldadas apresentaram um posicionamento inferior aos seus metais base. Este
posicionamento deve-se à influência do cordão de solda a
laser, conforme visto no
ensaio de tração, em elevar o limite de escoamento e ruptura das juntas soldadas, porém,
diminuindo sua ductilidade.
Observou-se também que o sentido de laminação em relação ao posicionamento do
cordão de solda influenciou na conformabilidade das juntas. Tanto o lado esquerdo do
gráfico (embutimento) quanto o lado direito (estiramento) a junta com o sentido de
laminação 90º ao cordão de solda apresentou-se superior.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 94
Figura 4.20 – Comparação CLC´s junta AB e metais base A e B.
A Figura 4.21 mostra a comparação das CLC´s da junta AC e dos seus respectivos
metais base. Similarmente à junta AB, a junta AC com sentido de laminação 90º ao
cordão de solda apresentou melhor conformabilidade em relação a junta com sentido de
laminação 0º ao cordão. Foi observado que, quando predomina o modo de deformação
por estiramento, o limite inferior da junta AC laminada a 90º ao cordão, mesmo tendo a
influência do cordão de solda, é próximo do limite inferior do material base de maior
resistência, aço C. Já no lado esquerdo, na zona de embutimento profundo, esta junta
apresentou um posicionamento superior à do aço C. Isto ocorreu devido a influência do
aço A quando submetido a este modo de deformação, fazendo com que a junta
apresentasse desempenho superior ao aço de menor ductilidade (C).
Capítulo 4 Resultados e Discussões 95
Figura 4.21 – Comparação das CLC´s da junta AC e metais base A e C.
O gráfico da Figura 4.22 mostra a comparação das CLC´s da junta BC e seus metais
base. Como visto nas análises anteriores, estes materiais tiveram o mesmo
comportamento quando comparado com os sentido de laminação das juntas soldadas.
Ou seja, a junta com sentido de laminação 90º ao cordão de solda apresentou melhor
conformabilidade.
Mas ao comparar as juntas soldadas com seus metais base, estas apresentaram menor
capacidade de conformação devido a presença da solda, já discutida anteriormente.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 96
Figura 4.22 – Comparação das CLC´s da junta BC e metais base B e C.
A seguir as Fig(s). 4.23 e 4.24 mostram as fotos de alguns corpos-de-prova utilizados na
construção da CLC de sua respectiva amostra. Observa-se que as fotos da coluna
esquerda ilustram as deformações por embutimento e as da coluna direita as
deformações por estiramento.
Na Figura 4.24, das juntas soldadas, destaca-se o posicionamento da fratura diante do
tipo de solicitação. Quando o modo de deformação predominante é o embutimento as
trincas iniciaram-se no cordão de solda propagando, em seguida, para os metais base. Já
quando o modo de deformação predominante é o estiramento, as trincas ocorreram nos
metais menos resistente, próximas ao cordão de solda.
Esse fato é justificado pelo aumento de ductilidade que ocorre na região afetada pelo
calor, associada a baixa ductilidade e elevada dureza da solda, conduzindo assim a uma
situação crítica onde ocorre uma descontinuidade das propriedades mecânicas, tornando
dessa forma a zona de interface muito vulnerável quando solicitada. Esse fato foi
Capítulo 4 Resultados e Discussões 97
compartilhado com as análises feitas, nesse tipo de juntas, por outros pesquisadores
(Mesquita et al., 1999).
Metal Base A
Metal Base B
Metal Base C
Figura 4.23 – Corpos-de-prova dos metais base após operações de embutimento e
estiramento.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 98
Figura 4.24 – CP´s das juntas soldadas após operações de embutimento e estiramento.
Ainda em relação às juntas soldadas pode-se observar nestas fotos que ocorreu um
pequeno deslocamento do cordão de solda sobre a junta AB na direção do metal base de
maior resistência quando submetido ao modo de deformação por estiramento. Sua
amplitude não comprometeu a conformabilidade desta junta, mas deve-se atentar a sua
ação, pois o deslocamento do cordão de solda é um dos fatores influentes na
conformabilidade das chapas soldadas a laser.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 99
4.4 Ensaio de Estampagem
Os ensaios de estampagem permitiram identificar o comportamento das juntas soldadas
a
laser quando submetidas a diferentes tensões de deformações. Estes ensaios foram
uma importante ferramenta na avaliação das juntas soldadas, de forma a apresentar o
fenômeno de estiramento semelhantes àqueles que ocorrem durante o processo de
estampagem industrial.
Preparados os corpos-de-prova, os ensaios de estampagem foram realizados
inicialmente utilizando o punção esférico. As juntas soldadas foram conformadas até a
eminência da fratura, parâmetro que determinou o encerramento do teste.
A Figura 4.25 ilustra os corpos-de-prova das juntas soldadas após serem conformados.
Figura 4.25 – Início e sentido de propagação das trincas sobre as calotas esféricas.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 100
Neste tipo de conformação foi observado que os corpos-de-prova foram submetidos a
um sistema biaxial de tensões na zona central do punção. Logo ao aumentar a
profundidade de penetração do punção iniciaram as trincas nos metais base de menor
resistência e espessura, posicionando paralelamente ao cordão de solda.
Este posicionamento da trinca é justificado pela elevada resistência e dureza da solda,
associada a ductilidade da zona de interface entre o cordão de solda e o metal base de
menor resistência. Logo ao aumentar a profundidade de penetração do punção e
consequentemente aumento das tensões trativas, a zona de interface tornou-se muito
vulnerável reduzindo sua espessura e iniciando a fratura.
O segundo ensaio de estampagem foi realizado utilizando o punção raiado. A Figura
4.26 ilustra as juntas soldadas conformadas, sendo identificado o início de fratura e sua
propagação.
Figura 4.26 – Início e sentido de propagação das trincas sobre as calotas raiadas.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 101
Devido a forma do punção raiado, foi observado que nesta conformação obteve-se
menores profundidades de conformação em relação ao punção esférico.
A carga aplicada pelo punção foi transmitida para as paredes laterais dos corpos-de-
prova, ocorrendo dessa forma, tensões trativas na direção radial e circunferencial. Logo
devido a esta combinação de tensões na zona raiada associada a baixa ductilidade e
elevada dureza da solda, conforme observado na Fig. 4.26, a trinca iniciou-se no centro
da solda, identificada logo acima do raio do punção, propagando-se em seguida para o
metal base de menor resistência.
O terceiro e último ensaio de estampagem foi realizado utilizando-se o punção
quadrado. A Figura 4.27 ilustra as juntas soldadas conformadas, sendo indicado o início
da fratura e sua propagação.
Figura 4.27 – Início e sentido de propagação das trincas sobre as calotas quadradas.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 102
Dentre os três punções utilizados nos ensaios de estampagem, o punção quadrado foi o
que obteve menores profundidades de conformação.
Isto aconteceu devido ao sistema de tensões trativas (radial e circunferencial) que
ocorreram nos cantos da calota formada, tornando esta zona muito solicitada.
Sendo assim, com o aumento da profundidade de penetração do punção e
consequentemente aumento das tensões trativas, os cantos das calotas dos metais base
de menor resistência reduziram sua espessura, ocasionando o início da fratura.
Particularmente sobre a junta soldada AC, a trinca foi iniciada no aço C. Isto ocorreu
devido ao fato dessa junta ser composta por um aço que absorve grandes deformações
aço A, junto a um aço que possui baixa ductilidade e elevada resistência, aço C. Logo
ao serem conformados por este tipo de punção, o aço C ao ser tracionado, absorveu
menores deformações e rompeu primeiro.
Após a conformação das amostras soldadas a laser, foi realizado em seguida a análise
das fraturas.
As Figuras 4.28, 4.29 e 4.30 ilustram a caracterização das superfícies das fraturas sobre
as juntas AB, AC e BC, observadas no microscópio eletrônico de varredura MEV.
Representou-se nessas figuras somente uma junta soldada para cada tipo de
conformação devido não haver diferença em termos de morfologia da superfície da
fratura da junta AB, AC e BC. Ou seja, as fraturas apresentaram mesmo tamanho e
forma quando conformadas pelo mesmo tipo de punção.
Entretanto para todos os corpos-de-prova ensaiados, foi verificado a ocorrência de
fraturas do tipo alveolar ou “dimples”.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 103
(a) Junta AB – foto geral 64x (b) Junta AB – foto geral 500x
(c) Junta AB – zona superior 1000x (d) Junta AB – zona central 1000x
(e) Junta AB – zona inferior 1000x
Figura 4.28 – Superfície da fratura da calota esférica composta pelos materiais AB.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 104
(a) Junta AC – foto geral 33x (b) Junta AC – foto geral 121x
(c) Junta AC – zona superior 1000x (d) Junta AC – zona central 1000x
(e) Junta AC – zona inferior 1000x
Figura 4.29 – Superfície da fratura da calota quadrada composta pelos materiais AC.
Capítulo 4 Resultados e Discussões 105
(a) Junta BC – foto geral 19x (b) Junta BC – foto geral 35x
(c) Junta BC – foto geral 250x (d) Metal base B – zona superior 1000x
(e) Metal base B – zona central 1000x (f) Metal base B – zona inferior 1000x
Capítulo 4 Resultados e Discussões 106
(g) Metal base C – zona superior 1000x (h) Metal base C – zona central 1000x
(i) Metal base C – zona inferior 1000x (j) Região da solda –zona superior 3500x
(k) Região da solda – zona central 3500x (l) Região da solda – zona inferior 3500x
Figura 4.30 – Superfície da fratura da calota raiada composta pelos materiais BC.
CAPÍTULO 5
CONCLUSÕES
Após analisados e discutidos os resultados dos ensaios, concluiu-se através dos ensaios
de dureza e ensaios de tração que a solda a laser altera as propriedades mecânicas das
juntas soldadas em relação aos seus respectivos metais base. O calor gerado pelo cordão
de solda aumentou a dureza da junta na região afetada pelo calor elevando seus limites
de escoamento e resistência. Essa elevação mostrou-se maior ou menor de acordo com o
posicionamento do cordão de solda em relação à direção do esforço durante o ensaio.
Ou seja, corpos-de-prova com cordão de solda longitudinal tiveram maiores valores nos
limites de escoamento e resistência, devido maior influência da solda sobre os mesmos.
Já corpos-de-prova com cordão de solda transversal, por terem menor influência da
solda obtiveram menores elevações nesses limites. Porém para todas as juntas soldadas
foi observada uma diminuição em sua ductilidade (alongamento) devido ao aumento da
dureza na zona soldada.
Afim de avaliar a influência da solda na estampabilidade das juntas, foram levantadas e
comparadas as curvas CLC´s dos metais base e das juntas soldadas. As curvas CLC´s
mostram que as juntas soldadas apresentaram um posicionamento inferior aos seus
metais base. Ou seja, a solda a
laser piorou a conformabilidade da junta tanto na região
de embutimento (lado esquerdo do gráfico) quanto na região de estiramento (lado
direito do gráfico).
Porém, para uma perfeita avaliação, que confirmasse de forma mais precisa o
comportamento das juntas soldadas quando submetidas à deformação por estiramento,
semelhantes àquelas que ocorrem durante um processo de estampagem industrial, foram
realizados os ensaios de estampagem. Neste ensaio foi observada a profundidade de
conformação das juntas e o posicionamento da fratura quando submetido a diferentes
107
Capítulo 5 Conclusões 108
formas de matrizes, que levam a diferentes tensões de deformação. Zonas submetidas a
um sistema biaxial de tensões (punção esférico) apresentaram fraturas nos metais base
de menor espessura e resistência. À medida que diminuiu o raio (punção raiado)
ocorreram tensões trativas na direção radial e circunferencial e as fraturas iniciaram no
centro da solda. Porém ao diminuir ainda mais o raio do punção (punção quadrado)
ocorreram maiores solicitações nos cantos da calota, originando novamente as fraturas
sobre os metais base.
O uso de
Tailor Welded Blank visa a solicitação da peça e também a redução de peso na
carroceria do automóvel. Porém a determinação de onde posicionar o cordão de solda,
seu tamanho, sua espessura e os materiais a serem utilizados devem ser avaliados de
acordo com os parâmetros analisados nesse estudo.
Caso não seja feita uma análise criteriosa, o uso dos Tailor Blanks podem conduzir a um
aumento de custos, sem que com isto atinja-se os objetivos preconizadas na revisão
bibliográfica.
5.1 Sugestões para Trabalhos Futuros
Avaliar através de simulação numérica o comportamento das juntas soldadas quando
conformadas pelos punções utilizados nos ensaios de estampagem, permitindo assim
correlacionar os resultados numéricos com os resultados práticos laboratoriais.
Avaliar detalhadamente a microestrutura da zona bruta de fusão para as juntas
analisadas nesse estudo.
Avaliar a resistência à fadiga dos
Tailor Welded Blanks
Avaliar a influência do deslocamento do cordão de solda durante a estampabilidade das
juntas soldadas.
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ANEXO A – RELATÓRIOS ENSAIO DE TRAÇÃO
FIAT AUTOMÓVEIS S.A – BETIM – MG
Engenharia de Materiais e Aplicações
Divisão de Metais e Revestimentos
Ensaio de tração em Taylored Blank
Tipo de prova: Trazione Instron Corporation
Operatore: Paulo Series IX Automated Material Testing System
Identif. lotto: Item 1 Data test: venerdi, 30 de luglio de 2004
Interfaccia: 4200/4300/4400
Vel. di camp. (pt/s): 6.6670
Vel. traversa: 12.0000 mm/min Umidità (%): 50
Seconda velocità: 0.0000 mm/min temperatura: 25ºC
Terza velocità: 0.0000 mm/min
Campo car f. scala: 30.0000 KN
Denominação Metal Base A
Amostra Sentido de laminação 0º
Material FEP 05
Espessura 0,7mm
Commenti lotto:
Carga
máxima
(KN)
Limite
de
ruptura
(MPa)
Carga de
escoamento
com cursor
(KN)
Limite de
escoamento
com cursor
(MPa)
Área
(mm^2)
1 1A 2,760 305,648 1,345 148,948 9,030
2 1B 2,760 311,512 1,346 151,919 8,860
3 1C 2,798 314,736 1,411 158,718 8,890
Média 2,773 310,632 1,367 153,195 8,927
D.S 0,022 4,607 0,038 5,008 0,091
Minimo 2,760 305,648 1,345 148,948 8,860
Massimo 2,798 314,736 1,411 158,718 9,030
113
Anexo A – Relatórios Ensaio de Tração 114
FIAT AUTOMÓVEIS S.A – BETIM – MG
Engenharia de Materiais e Aplicações
Divisão de Metais e Revestimentos
Ensaio de tração em Taylored Blank
Tipo de prova: Trazione Instron Corporation
Operatore: Paulo Series IX Automated Material Testing System
Identif. lotto: Item 2 Data test: lunedi, 21 de marzo de 2005
Interfaccia: 4200/4300/4400
Vel. di camp. (pt/s): 10.0000
Vel. traversa: 12.0000 mm/min Umidità (%): 50
Seconda velocità: 0.0000 mm/min temperatura: 23ºC
Campo car f. scala: 0.100 KN
Denominação Metal Base A
Amostra Sentido de laminação 90º
Material FEP 05
Espessura 0,7mm
Commenti lotto:
Carga
máxima
(KN)
Limite
de
resistência
(MPa)
Carga de
escoamento
com cursor
(KN)
Limite de
escoamento
com cursor
(MPa)
Área
(mm^2)
1 2A 2,770 304,730 1,422 156,436 9,090
2 2B 2,737 301,764 1,470 162,073 9,070
3 2C 2,759 302,854 1,467 161,032 9,110
Média 2,755 303,116 1,453 159,847 9,090
D.S 0,017 1,500 0,027 3,000 0,020
Minimo 2,737 301,764 1,422 156,436 9,070
Massimo 2,770 304,730 1,470 162,073 9,110
Anexo A – Relatórios Ensaio de Tração 115
FIAT AUTOMÓVEIS S.A – BETIM – MG
Engenharia de Materiais e Aplicações
Divisão de Metais e Revestimentos
Ensaio de tração em Taylored Blank
Tipo de prova: Trazione Instron Corporation
Operatore: Paulo Series IX Automated Material Testing System
Identif. lotto: Item 3 Data test: martedi, 17 de agosto de 2004
Interfaccia: 4200/4300/4400
Vel. di camp. (pt/s): 10.0000
Vel. traversa: 12.0000 mm/min Umidità (%): 50
Seconda velocità: 0.0000 mm/min temperatura: 23ºC
Campo car f. scala: 30.000 KN
Denominação Metal Base B
Amostra Sentido de laminação 0º
Material FEE 220 BH
Espessura 1,2mm
Commenti lotto:
Carga
máxima
(KN)
Limite
de
resistência
(MPa)
Carga de
escoamento
com cursor
(KN)
Limite de
escoamento
com cursor
(MPa)
Área
(mm^2)
1 3A 5,103 332,010 3,088 200,911 15,370
2 3B 5,061 332,961 3,115 204,934 15,200
3 3C 5,130 332,469 3,128 202,722 15,430
Média 5,098 332,480 3,110 202,856 15,333
D.S 0,035 0,475 0,020 2,015 0,119
Minimo 5,061 332,010 3,088 200,911 15,200
Massimo 5,130 332,961 3,128 204,934 15,430
Anexo A – Relatórios Ensaio de Tração 116
FIAT AUTOMÓVEIS S.A – BETIM – MG
Engenharia de Materiais e Aplicações
Divisão de Metais e Revestimentos
Ensaio de tração em Taylored Blank
Tipo de prova: Trazione Instron Corporation
Operatore: Paulo Series IX Automated Material Testing System
Identif. lotto: Item 4 Data test: martedi, 17 de agosto de 2004
Interfaccia: 4200/4300/4400
Vel. di camp. (pt/s): 10.0000
Vel. traversa: 12.0000 mm/min Umidità (%): 50
Seconda velocità: 0.0000 mm/min temperatura: 23ºC
Campo car f. scala: 30.000 KN
Denominação Metal Base B
Amostra Sentido de laminação 90º
Material FEE 220 BH
Espessura 1,2mm
Commenti lotto:
Carga
máxima
(KN)
Limite
de
resistência
(MPa)
Carga de
escoamento
com cursor
(KN)
Limite de
escoamento
com cursor
(MPa)
Área
(mm^2)
1 4A 5,024 333,599 3,270 217,131 15,060
2 4B 5,059 339,075 3,155 211,461 14,920
3 4C 5,140 337,936 3,347 220,053 15,210
Média 5,074 336,870 3,257 216,215 15,063
D.S 0,060 2,889 0,097 4,368 0,145
Minimo 5,024 333,599 3,155 211,461 14,920
Massimo 5,140 339,075 3,347 220,053 15,210
Anexo A – Relatórios Ensaio de Tração 117
FIAT AUTOMÓVEIS S.A – BETIM – MG
Engenharia de Materiais e Aplicações
Divisão de Metais e Revestimentos
Ensaio de tração em Taylored Blank
Tipo de prova: Trazione Instron Corporation
Operatore: Paulo Series IX Automated Material Testing System
Identif. lotto: Item 5 Data test: martedi, 17 de agosto de 2004
Interfaccia: 4200/4300/4400
Vel. di camp. (pt/s): 10.0000
Vel. traversa: 12.0000 mm/min Umidità (%): 50
Seconda velocità: 0.0000 mm/min temperatura: 23ºC
Campo car f. scala: 30.000 KN
Denominação Metal Base C
Amostra Sentido de laminação 0º
Material FEE 355
Espessura 1,5mm
Commenti lotto:
Carga
máxima
(KN)
Limite
de
resistência
(MPa)
Carga de
escoamento
com cursor
(KN)
Limite de
escoamento
com cursor
(MPa)
Área
(mm^2)
1 5A 9,060 477,848 6,584 347,257 18,960
2 5B 8,976 480,771 6,737 360,846 18,670
3 5C 8,984 483,791 6,745 363,220 18,570
Média 9,007 480,803 6,689 357,108 18,733
D.S 0,046 2,972 0,091 8,613 0,203
Minimo 8,976 477,848 6,584 347,257 18,570
Massimo 9,060 483,791 6,745 363,220 18,960
Anexo A – Relatórios Ensaio de Tração 118
FIAT AUTOMÓVEIS S.A – BETIM – MG
Engenharia de Materiais e Aplicações
Divisão de Metais e Revestimentos
Ensaio de tração em Taylored Blank
Tipo de prova: Trazione Instron Corporation
Operatore: Paulo Series IX Automated Material Testing System
Identif. lotto: Item 6 Data test: martedi, 17 de agosto de 2004
Interfaccia: 4200/4300/4400
Vel. di camp. (pt/s): 10.0000
Vel. traversa: 12.0000 mm/min Umidità (%): 50
Seconda velocità: 0.0000 mm/min temperatura: 23ºC
Campo car f. scala: 30.000 KN
Denominação Metal Base C
Amostra Sentido de laminação 90º
Material FEE 355
Espessura 1,5mm
Commenti lotto:
Carga
máxima
(KN)
Limite
de
resistência
(MPa)
Carga de
escoamento
com cursor
(KN)
Limite de
escoamento
com cursor
(MPa)
Área
(mm^2)
1 6A 9,161 486,769 7,152 380,021 18,820
2 6B 9,125 482,294 7,152 378,013 18,920
3 6C 9,064 484,706 7,043 376,631 18,700
Média 9,117 484,590 7,116 378,222 18,813
D.S 0,049 2,240 0,063 1,705 0,110
Minimo 9,064 482,294 7,043 376,631 18,700
Massimo 9,161 486,769 7,152 380,021 18,920
Anexo A – Relatórios Ensaio de Tração 119
FIAT AUTOMÓVEIS S.A – BETIM – MG
Engenharia de Materiais e Aplicações
Divisão de Metais e Revestimentos
Ensaio de tração em Taylored Blank
Tipo de prova: Trazione Instron Corporation
Operatore: Paulo Series IX Automated Material Testing System
Identif. lotto: Item 7 Data test: martedi, 17 de agosto de 2004
Interfaccia: 4200/4300/4400
Vel. di camp. (pt/s): 10.0000
Vel. traversa: 12.0000 mm/min Umidità (%): 50
Seconda velocità: 0.0000 mm/min temperatura: 23ºC
Campo car f. scala: 30.000 KN
Denominação Junta Soldada AB
Amostra Sentido de laminação 0º
Material FEP 05 – FEE 220 BH – Cordão de Solda Longitudinal
Espessura 0,7 – 1,2mm
Commenti lotto:
Carga
máxima
(KN)
Limite
de
resistência
(MPa)
Carga de
escoamento
com cursor
(KN)
Limite de
escoamento
com cursor
(MPa)
Área
(mm^2)
1 7A 4,347 367,456 3,242 274,049 11,830
2 7B 4,347 367,456 3,242 274,049 11,830
3 7D 3,986 327,796 3,262 268,257 12,160
Média 4,227 354,236 3,249 272,118 11,940
D.S 0,208 22,897 0,012 3,344 0,191
Minimo 3,986 327,796 3,242 268,257 11,830
Massimo 4,347 367,456 3,262 274,049 12,160
Anexo A – Relatórios Ensaio de Tração 120
FIAT AUTOMÓVEIS S.A – BETIM – MG
Engenharia de Materiais e Aplicações
Divisão de Metais e Revestimentos
Ensaio de tração em Taylored Blank
Tipo de prova: Trazione Instron Corporation
Operatore: Paulo Series IX Automated Material Testing System
Identif. lotto: Item 8 Data test: martedi, 17 de agosto de 2004
Interfaccia: 4200/4300/4400
Vel. di camp. (pt/s): 10.0000
Vel. traversa: 12.0000 mm/min Umidità (%): 50
Seconda velocità: 0.0000 mm/min temperatura: 23ºC
Campo car f. scala: 30.000 KN
Denominação Junta Soldada AB
Amostra Sentido de laminação 90º
Material FEP 05 – FEE 220 BH – Cordão de Solda Transversal
Espessura 0,7 – 1,2mm
Commenti lotto:
Carga
máxima
(KN)
Limite
de
resistência
(MPa)
Carga de
escoamento
com cursor
(KN)
Limite de
escoamento
com cursor
(MPa)
Área
(mm^2)
1 8A 2,614 291,416 1,404 156,522 8,970
2 8B 2,637 302,062 1,417 162,314 8,730
3 8D 2,638 304,619 1,445 166,859 8,660
Média 2,630 299,366 1,422 161,898 8,787
D.S 0,014 7,002 0,021 5,181 0,163
Minimo 2,614 291,416 1,404 156,522 8,660
Massimo 2,638 304,619 1,445 166,859 8,970
Anexo A – Relatórios Ensaio de Tração 121
FIAT AUTOMÓVEIS S.A – BETIM – MG
Engenharia de Materiais e Aplicações
Divisão de Metais e Revestimentos
Ensaio de tração em Taylored Blank
Tipo de prova: Trazione Instron Corporation
Operatore: Paulo Series IX Automated Material Testing System
Identif. lotto: Item 9 Data test: mercoledi, 25 de agosto de 2004
Interfaccia: 4200/4300/4400
Vel. di camp. (pt/s): 10.0000
Vel. traversa: 12.0000 mm/min Umidità (%): 50
Seconda velocità: 0.0000 mm/min temperatura: 23ºC
Campo car f. scala: 30.000 KN
Denominação Junta Soldada AC
Amostra Sentido de laminação 0º
Material FEP 05 – FEE 355 – Cordão de Solda Longitudinal
Espessura 0,7 – 1,5mm
Commenti lotto:
Carga
máxima
(KN)
Limite
de
resistência
(MPa)
Carga de
escoamento
com cursor
(KN)
Limite de
escoamento
com cursor
(MPa)
Área
(mm^2)
1 9D 5,730 422,255 4,371 322,108 13,570
2 9E 6,012 440,117 4,684 342,899 13,660
3 9F 5,899 442,204 4,677 350,600 13,340
Média 5,880 434,859 4,577 338,535 13,523
D.S 0,142 10,965 0,179 14,739 0,165
Minimo 5,730 422,255 4,371 322,108 13,340
Massimo 6,012 442,204 4,684 350,600 13,660
Anexo A – Relatórios Ensaio de Tração 122
FIAT AUTOMÓVEIS S.A – BETIM – MG
Engenharia de Materiais e Aplicações
Divisão de Metais e Revestimentos
Ensaio de tração em Taylored Blank
Tipo de prova: Trazione Instron Corporation
Operatore: Paulo Series IX Automated Material Testing System
Identif. lotto: Item 10 Data test: martedi, 17 de agosto de 2004
Interfaccia: 4200/4300/4400
Vel. di camp. (pt/s): 10.0000
Vel. traversa: 12.0000 mm/min Umidità (%): 50
Seconda velocità: 0.0000 mm/min temperatura: 23ºC
Campo car f. scala: 30.000 KN
Denominação Junta Soldada AC
Amostra Sentido de laminação 90º
Material FEP 05 – FEE 355 – Cordão de Solda Transversal
Espessura 0,7 – 1,5mm
Commenti lotto:
Carga
máxima
(KN)
Limite
de
resistência
(MPa)
Carga de
escoamento
com cursor
(KN)
Limite de
escoamento
com cursor
(MPa)
Área
(mm^2)
1 10A 2,663 306,797 1,371 157,949 8,680
2 10B 2,701 296,487 1,414 155,214 9,110
3 10C 2,636 300,570 1,417 161,574 8,770
Média 2,667 301,285 1,401 158,246 8,853
D.S 0,033 5,192 0,026 3,190 0,227
Minimo 2,636 296,487 1,371 155,214 8,680
Massimo 2,701 306,797 1,417 161,574 9,110
Anexo A – Relatórios Ensaio de Tração 123
FIAT AUTOMÓVEIS S.A – BETIM – MG
Engenharia de Materiais e Aplicações
Divisão de Metais e Revestimentos
Ensaio de tração em Taylored Blank
Tipo de prova: Trazione Instron Corporation
Operatore: Paulo Series IX Automated Material Testing System
Identif. lotto: Item 11 Data test: martedi, 17 de agosto de 2004
Interfaccia: 4200/4300/4400
Vel. di camp. (pt/s): 10.0000
Vel. traversa: 12.0000 mm/min Umidità (%): 50
Seconda velocità: 0.0000 mm/min temperatura: 23ºC
Campo car f. scala: 30.000 KN
Denominação Junta Soldada BC
Amostra Sentido de laminação 0º
Material FEE 220 BH – FEE 355 – Cordão de Solda Longitudinal
Espessura 1,2 – 1,5mm
Commenti lotto:
Carga
máxima
(KN)
Limite
de
resistência
(MPa)
Carga de
escoamento
com cursor
(KN)
Limite de
escoamento
com cursor
(MPa)
Área
(mm^2)
1 11A 7,490 421,260 5,891 331,327 17,780
2 11B 7,603 449,084 5,891 347,962 16,930
3 11D 7,643 466,891 5,939 362,798 16,370
Média 7,579 445,745 5,907 347,362 17,027
D.S 0,079 22,998 0,028 15,744 0,710
Minimo 7,490 421,260 5,891 331,327 16,370
Massimo 7,643 466,891 5,939 362,798 17,780
Anexo A – Relatórios Ensaio de Tração 124
FIAT AUTOMÓVEIS S.A – BETIM – MG
Engenharia de Materiais e Aplicações
Divisão de Metais e Revestimentos
Ensaio de tração em Taylored Blank
Tipo de prova: Trazione Instron Corporation
Operatore: Paulo Series IX Automated Material Testing System
Identif. lotto: Item 12 Data test: martedi, 17 de agosto de 2004
Interfaccia: 4200/4300/4400
Vel. di camp. (pt/s): 10.0000
Vel. traversa: 12.0000 mm/min Umidità (%): 50
Seconda velocità: 0.0000 mm/min temperatura: 23ºC
Campo car f. scala: 30.000 KN
Denominação Junta Soldada BC
Amostra Sentido de laminação 90º
Material FEE 220 BH – FEE 355 – Cordão de Solda Transversal
Espessura 1,2 – 1,5mm
Commenti lotto:
Carga
máxima
(KN)
Limite
de
resistência
(MPa)
Carga de
escoamento
com cursor
(KN)
Limite de
escoamento
com cursor
(MPa)
Área
(mm^2)
1 12A 5,286 349,835 3,861 255,526 15,110
2 12B 5,249 347,156 3,959 261,839 15,120
3 12C 5,248 346,861 3,909 258,361 15,130
Média 5,261 347,950 3,910 258,575 15,120
D.S 0,022 1,638 0,049 3,162 0,010
Minimo 5,248 346,861 3,861 255,526 15,110
Massimo 5,286 349,835 3,959 261,839 15,130
Anexo A – Relatórios Ensaio de Tração 125
FIAT AUTOMÓVEIS S.A – BETIM – MG
Engenharia de Materiais e Aplicações
Divisão de Metais e Revestimentos
Ensaio de tração em Taylored Blank
Tipo de prova: Trazione Instron Corporation
Operatore: Paulo Series IX Automated Material Testing System
Identif. lotto: Item 13 Data test: martedi, 17 de agosto de 2004
Interfaccia: 4200/4300/4400
Vel. di camp. (pt/s): 10.0000
Vel. traversa: 12.0000 mm/min Umidità (%): 50
Seconda velocità: 0.0000 mm/min temperatura: 23ºC
Campo car f. scala: 30.000 KN
Denominação Junta Soldada AB
Amostra Sentido de laminação 90º
Material FEP 05 – FEE 220 BH – Cordão de Solda Longitudinal
Espessura 0,7 – 1,2mm
Commenti lotto:
Carga
máxima
(KN)
Limite
de
resistência
(MPa)
Carga de
escoamento
com cursor
(KN)
Limite de
escoamento
com cursor
(MPa)
Área
(mm^2)
1 13A 3,880 312,399 3,352 269,887 12,420
2 13B 3,888 337,999 3,350 291,228 11,503
3 13C 4,152 354,266 3,308 282,253 11,720
Média 3,973 334,888 3,337 281,123 11,881
D.S 0,155 21,106 0,025 10,715 0,479
Minimo 3,880 312,399 3,308 269,887 11,503
Massimo 4,152 354,266 3,352 291,228 12,420
Anexo A – Relatórios Ensaio de Tração 126
FIAT AUTOMÓVEIS S.A – BETIM – MG
Engenharia de Materiais e Aplicações
Divisão de Metais e Revestimentos
Ensaio de tração em Taylored Blank
Tipo de prova: Trazione Instron Corporation
Operatore: Paulo Series IX Automated Material Testing System
Identif. lotto: Item 14 Data test: martedi, 17 de agosto de 2004
Interfaccia: 4200/4300/4400
Vel. di camp. (pt/s): 10.0000
Vel. traversa: 12.0000 mm/min Umidità (%): 50
Seconda velocità: 0.0000 mm/min temperatura: 23ºC
Campo car f. scala: 30.000 KN
Denominação Junta Soldada AB
Amostra Sentido de laminação 0º
Material FEP 05 – FEE 220 BH – Cordão de Solda Transversal
Espessura 0,7 – 1,2mm
Commenti lotto:
Carga
máxima
(KN)
Limite
de
resistência
(MPa)
Carga de
escoamento
com cursor
(KN)
Limite de
escoamento
com cursor
(MPa)
Área
(mm^2)
1 14A 2,632 303,926 1,214 140,185 8,660
2 14B 2,605 303,260 1,244 144,820 8,590
3 14C 2,642 299,546 1,243 140,930 8,820
Média 2,626 302,244 1,234 141,978 8,690
D.S 0,019 2,360 0,017 2,489 0,118
Minimo 2,605 299,546 1,214 140,185 8,590
Massimo 2,642 303,926 1,244 144,820 8,820
Anexo A – Relatórios Ensaio de Tração 127
FIAT AUTOMÓVEIS S.A – BETIM – MG
Engenharia de Materiais e Aplicações
Divisão de Metais e Revestimentos
Ensaio de tração em Taylored Blank
Tipo de prova: Trazione Instron Corporation
Operatore: Paulo Series IX Automated Material Testing System
Identif. lotto: Item 15 Data test: martedi, 17 de agosto de 2004
Interfaccia: 4200/4300/4400
Vel. di camp. (pt/s): 10.0000
Vel. traversa: 12.0000 mm/min Umidità (%): 50
Seconda velocità: 0.0000 mm/min temperatura: 23ºC
Campo car f. scala: 30.000 KN
Denominação Junta Soldada AC
Amostra Sentido de laminação 90º
Material FEP 05 – FEE 355 – Cordão de Solda Longitudinal
Espessura 0,7 – 1,5mm
Commenti lotto:
Carga
máxima
(KN)
Limite
de
resistência
(MPa)
Carga de
escoamento
com cursor
(KN)
Limite de
escoamento
com cursor
(MPa)
Área
(mm^2)
1 15A 5,778 442,420 4,458 341,348 13,060
2 15B 6,016 439,766 4,732 345,906 13,680
3 15C 5,799 442,672 4,523 345,267 13,100
Média 5,864 441,619 4,571 344,174 13,280
D.S 0,132 1,610 0,143 2,468 0,347
Minimo 5,778 439,766 4,458 341,348 13,060
Massimo 6,016 442,672 4,732 345,906 13,680
Anexo A – Relatórios Ensaio de Tração 128
FIAT AUTOMÓVEIS S.A – BETIM – MG
Engenharia de Materiais e Aplicações
Divisão de Metais e Revestimentos
Ensaio de tração em Taylored Blank
Tipo de prova: Trazione Instron Corporation
Operatore: Paulo Series IX Automated Material Testing System
Identif. lotto: Item 16 Data test: martedi, 17 de agosto de 2004
Interfaccia: 4200/4300/4400
Vel. di camp. (pt/s): 10.0000
Vel. traversa: 12.0000 mm/min Umidità (%): 50
Seconda velocità: 0.0000 mm/min temperatura: 23ºC
Campo car f. scala: 30.000 KN
Denominação Junta Soldada AC
Amostra Sentido de laminação 0º
Material FEP 05 – FEE 355 – Cordão de Solda Transversal
Espessura 0,7 – 1,5mm
Commenti lotto:
Carga
máxima
(KN)
Limite
de
resistência
(MPa)
Carga de
escoamento
com cursor
(KN)
Limite de
escoamento
com cursor
(MPa)
Área
(mm^2)
1 16A 2,806 305,664 1,442 157,081 9,180
2 16B 2,803 304,343 1,478 160,478 9,210
3 16C 2,835 303,209 1,438 153,797 9,350
Média 2,815 304,405 1,453 157,118 9,247
D.S 0,018 1,229 0,022 3,341 0,091
Minimo 2,803 303,209 1,438 153,797 9,180
Massimo 2,835 305,664 1,478 160,478 9,350
Anexo A – Relatórios Ensaio de Tração 129
FIAT AUTOMÓVEIS S.A – BETIM – MG
Engenharia de Materiais e Aplicações
Divisão de Metais e Revestimentos
Ensaio de tração em Taylored Blank
Tipo de prova: Trazione Instron Corporation
Operatore: Paulo Series IX Automated Material Testing System
Identif. lotto: Item 17 Data test: martedi, 17 de agosto de 2004
Interfaccia: 4200/4300/4400
Vel. di camp. (pt/s): 10.0000
Vel. traversa: 12.0000 mm/min Umidità (%): 50
Seconda velocità: 0.0000 mm/min temperatura: 23ºC
Campo car f. scala: 30.000 KN
Denominação Junta Soldada BC
Amostra Sentido de laminação 90º
Material FEE 220 BH – FEE 355 – Cordão de Solda Longitudinal
Espessura 1,2 – 1,5mm
Commenti lotto:
Carga
máxima
(KN)
Limite
de
resistência
(MPa)
Carga de
escoamento
com cursor
(KN)
Limite de
escoamento
com cursor
(MPa)
Área
(mm^2)
1 17A 7,731 480,784 6,105 379,664 16,080
2 17B 7,752 456,806 6,197 365,174 16,970
3 17C 7,989 476,671 6,390 381,265 16,760
Média 7,824 471,420 6,231 375,368 16,603
D.S 0,143 12,822 0,145 8,864 0,465
Minimo 7,731 456,806 6,105 365,174 16,080
Massimo 7,989 480,784 6,390 381,265 16,970
Anexo A – Relatórios Ensaio de Tração 130
FIAT AUTOMÓVEIS S.A – BETIM – MG
Engenharia de Materiais e Aplicações
Divisão de Metais e Revestimentos
Ensaio de tração em Taylored Blank
Tipo de prova: Trazione Instron Corporation
Operatore: Paulo Series IX Automated Material Testing System
Identif. lotto: Item 18 Data test: martedi, 17 de agosto de 2004
Interfaccia: 4200/4300/4400
Vel. di camp. (pt/s): 10.0000
Vel. traversa: 12.0000 mm/min Umidità (%): 50
Seconda velocità: 0.0000 mm/min temperatura: 23ºC
Campo car f. scala: 30.000 KN
Denominação Junta Soldada BC
Amostra Sentido de laminação 0º
Material FEE 220 BH – FEE 355 – Cordão de Solda Transversal
Espessura 1,2 – 1,5mm
Commenti lotto:
Carga
máxima
(KN)
Limite
de
resistência
(MPa)
Carga de
escoamento
com cursor
(KN)
Limite de
escoamento
com cursor
(MPa)
Área
(mm^2)
1 1A 5,457 355,505 3,882 252,899 15,350
2 1B 5,489 354,587 3,874 250,258 15,480
3 1C 5,452 353,567 3,848 249,546 15,420
Média 5,466 354,553 3,868 250,901 15,417
D.S 0,020 0,969 0,018 1,766 0,065
Minimo 5,452 353,567 3,848 249,546 15,350
Massimo 5,489 355,505 3,882 252,899 15,480
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