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MINISTÉRIO DA EDUCAÇÃO
UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO GRANDE DO SUL
Escola de Engenharia
Programa de Pós Graduação em Engenharia de Minas, Metalúrgica e de Materiais
PPGEM
A INFLUÊNCIA DO PERFIL DA FERRAMENTA E VELOCIDADE DE ROTAÇÃO NA
SOLDA PONTO POR FRICÇÃO E MISTURA MECÂNICA DAS LIGAS AA 6181-T4 E
MG-AZ31
Fabiano Dornelles Ramos
Tese para obtenção do Título de Doutor
em Engenharia
Porto Alegre
2008
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II
MINISTÉRIO DA EDUCAÇÃO
UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO GRANDE DO SUL
Escola de Engenharia
Programa de Pós Graduação em Engenharia de Minas, Metalúrgica e de Materiais
PPGEM
A INFLUÊNCIA DO PERFIL DA FERRAMENTA E VELOCIDADE DE ROTAÇÃO
NA SOLDA PONTO POR FRICÇÃO E MISTURA MECÂNICA DAS LIGAS AA 6181-
T4 E MG-AZ31
FABIANO DORNELLES RAMOS
Engenheiro Metalúrgico
Trabalho realizado no Departamento de Metalurgia da Escola de Engenharia da UFRGS,
dentro do Programa de Pós-Graduação em Engenharia de Minas, Metalúrgica e de Materiais-
PPGEM, como parte dos requisitos para a obtenção do título de Doutor em Engenharia
Área de Concentração: Ciências dos Materiais
Porto Alegre
2008
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III
Esta tese foi julgada aprovada para a obtenção do título de Doutor em Engenharia, área de
concentração Ciências dos Materiais, e aprovada em sua forma final pelo Orientador, pela
Banca Examinadora e pelo Programa de Pós-Graduação.
Orientador: Prof. Dr Telmo Roberto Strohaecker
Co-Orientador: Dr Jorge Fernandez dos Santos
Banca Examinadora:
Prof. Dr. José Antônio Esmério Mazzaferro/ PROMEC-UFRGS
Prof. Dr. Arnaldo Ruben Gonzáles/ PROMEC-UFRGS
Dr. Cesar Afonso Weis Olea/ Vallourec & Mannesmann Tubes
Prof. Dr. Carlos Perez Bergmann
Coordenador do PPGEM
Porto Alegre
2008
IV
Sumário
1 INTRODUÇÃO................................................................................................ 1
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA........................................................................... 3
2.1 Alumínio............................................................................................................................................. 3
2.1.1 Ligas de Alumínio .......................................................................................................................... 3
2.2 Magnésio ............................................................................................................................................ 4
2.3 Solda por Fricção e Mistura Mecânica (SFMM)............................................................................ 6
2.4 Solda ponto por fricção e mistura mecânica (SPFMM)................................................................. 9
2.4.1 Processos Alternativos de Solda Ponto por Fricção ......................................................................14
2.5 Regiões da solda ...............................................................................................................................17
2.5.1 Regiões em SPFMM .....................................................................................................................17
2.5.2 Formação da zona de mistura ........................................................................................................18
2.6 Fusão local transiente ......................................................................................................................19
2.7 Fluxo de material .............................................................................................................................20
2.8 Influência da ferramenta.................................................................................................................25
2.8.1 Penetração da ferramenta em SPFMM para ligas de alumínio......................................................26
2.9 Parâmetros de soldagem..................................................................................................................28
3 PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL.............................................................30
3.1 Diagrama de fluxo do trabalho .......................................................................................................30
3.2 Material.............................................................................................................................................30
3.3 Processo SPFMM .............................................................................................................................31
3.3.1 Pórtico de Soldagem......................................................................................................................31
3.3.2 Projeto da ferramenta ....................................................................................................................32
3.4 Parâmetros de soldagem..................................................................................................................34
3.5 Monitoramento de Força e Torque.................................................................................................35
3.6 Caracterização metalográfica .........................................................................................................35
3.6.1 Material de base ............................................................................................................................35
3.6.2 Soldas AA6181, Mg AZ31 e amostras de fluxo de material.........................................................36
3.7 Caracterização mecânica.................................................................................................................36
3.7.1 Testes de cisalhamento..................................................................................................................36
3.7.2 Caracterização da falha .................................................................................................................37
3.7.3 Perfis de microdureza....................................................................................................................37
3.8 Soldagem das amostras de caracterização de fluxo de material ..................................................37
3.9 Análise de Dados ..............................................................................................................................38
3.9.1 Como funciona a ANOVA ............................................................................................................38
V
4 RESULTADOS E DISCUSSÃO.....................................................................41
4.1 Soldas AA6181 e Mg AZ31..............................................................................................................41
4.2 Monitoramento de Força e Torque.................................................................................................44
4.2.1 AA 6181-T4 ..................................................................................................................................44
4.2.2 Mg AZ31.......................................................................................................................................54
4.3 Caracterização metalográfica .........................................................................................................61
4.3.1 AA 6181 ........................................................................................................................................61
4.3.2 Mg AZ31.......................................................................................................................................74
4.3.3 Fluxo de material...........................................................................................................................80
4.4 Caracterização Mecânica ................................................................................................................89
4.4.1 Ensaio de tração do material de base.............................................................................................89
4.4.2 Ensaio de cisalhamento .................................................................................................................92
4.4.3 Perfis de microdureza..................................................................................................................101
4.5 Análise de dados.............................................................................................................................103
4.5.1 AA 6181 ......................................................................................................................................103
4.5.2 Mg AZ31.....................................................................................................................................106
5 CONCLUSÕES............................................................................................110
Anexos 118
VI
Lista de Figuras
Figura 1- Desenho esquemático mostrando as diferentes séries de ligas de alumínio. 4
Figura 2-Representação esquemática do processo de SFMM. As setas indicam os três principais
parâmetros: Força axial (FA), velocidade de rotação (VR) e velocidade de soldagem (VS). 7
Figura 3-Princípais etapas do SPFMM. a) Penetração da ferramenta rotativa até o contato do ombro
com a chapa superior, b) Plastificação localizada e mistura de material e c) Remoção da
ferramenta e consolidação da junta. 10
Figura 4- Princípio do SPFMM com translação da ferramenta. (a) Penetração da ferramenta rotativa
até o contato do ombro com a chapa superior, (b) Plastificação localizada e mistura de material,
(c) Translação da ferramenta ao longo da linha de solda, gerando uma área soldada maior e (d)
Remoção da ferramenta deixando o furo remanescente. 11
Figura 5-Aspecto da SPFMM após a remoção do pino em um processo sem translação da ferramenta.
Pode ser observada a impressão do ombro (flecha preta) e a impressão do pino (flecha vermelha).
12
Figura 6- Aspecto da SPFMM após a remoção do pino em um processo com translação da ferramenta.
12
Figura 7- Diagrama esquemático de um processo (a) controlado por carga e (b) controlado por
deslocamento. 14
Figura 8- O movimento “squircle” mostrando o aumento na área soldada [20]. 15
Figura 9- Comparaçao na área da solda: (a) SPFMM normal (b) SPFMM com movimento squircle. 15
Figura 10- Movimento da ferramenta e vista de topo do processo Swing SPFMM. 16
Figura 11- Octaspot
TM
mostrando o caminho percorrido pela ferramenta. 17
Figura 12- Macrografia da seção transversal de uma chapa soldada por SPFMM sem translação da
ferramenta de uma liga Al 7075-T6. 18
Figura 13- Flutuações nos picos de temperatura durante SPFMM com velocidades de rotação 2500 e
3000 RPM e 4s de tempo de indentação[17]. 20
Figura 14- Diferentes estágios do processo de SPFMM. a) Contato inicial entre as chapas dissimilares
Al 5754/Al 6111. b) Formação de uma zona recristalizada logo na região de contato com a base
inferior do pino. c) Camada de alumínio 5754 (chapa superior) formada a frente da ponta do
pino. 21
Figura 15- Material da chapa de Al 5754 preso no ressalto da ferramenta que está dentro da chapa
inferior de Al 2024. 22
Figura 16- Movimento do material marcador durante o processo. a) Imagem sobreposta de ambos os
lados da solda. b) Movimento das partículas marcadoras para cima na chapa superior. 23
Figura 17- Desenho esquemático mostrando os padrões de fluxo no processo de SPFMM. 23
Figura 18- SPFMM entre AA 5754 (chapa superior) e AA 6111 (chapa inferior): (a) movimento de
uma camada aderida de AA 5754 na direção da chapa inferior junto com o pino, conforme esse
penetra na chapa inferior. (2500 RPM, 2,5 mm/s de taxa de penetração e 2s de tempo de
indentação); (b) mistura dissimilar produzida utilizando um pino facetado (2500 RPM, 2,5 mm/s
de taxa de penetração e 0,78 s de tempo de indentação) [28]. 24
Figura 19- Perfil da Zona de mistura na solda dissimilar AA 5754/AA 6111 por SPFMM: (a) sem
tempo de mistura e (b) com tempo de mistura de 2s. A velocidade de rotação foi de 2500 RPM e a
taxa de penetração foi de 2,5 mm/s. [] 25
Figura 20- Sistema integrado composto por ombro retrátil (a) e três pinos (b) [
[[
[35]
]]
]. 26
Figura 21- Efeito da velocidade de rotação na força axial para a liga AA 5754-H12 [37]. 28
Figura 22- Pórtico de soldagem. 31
Figura 23- Aspecto geral das ferramentas utilizadas. 32
Figura 24- Diferentes ferramentas utilizadas para as soldas e suas denominações. 32
Figura 25- Imagem mostrando os três tipos de ombro. a) côncavo (Cc), b) duas ranhuras (2Sc) e c) três
ranhuras (3Sc). 33
Figura 26- Imagem mostrando os pinos projetados para o processo. a) Cilíndrico, b) três superfícies
planas, c) três superfícies planas mais um degrau e d) três superfícies planas mais três
protuberâncias. 34
Figura 27- Desenho esquemático mostrando a vista superior da montagem das chapas para realização
das soldas ponto. 35
Figura 28- Amostra de cisalhamento montada na máquina antes de ser testada. 37
Figura 29- Imagem do aspecto visual das soldas ponto para a liga AA 6181-T4. As colunas apresentam
soldas com mesmas velocidades de rotação (a ferramenta utilizada está indicada na própria
imagem). 41
VII
Figura 30- Imagem do aspecto visual das soldas ponto para a liga Mg AZ31. As colunas apresentam
soldas com mesmas velocidades de rotação (a ferramenta utilizada está indicada na própria
imagem). 42
Figura 31-Imagem mostrando duas impressões deixadas pela ferramenta onde foi usada a mesma
ferramenta (F1) e parâmetros e variando a velocidade de rotação. a) 2000 RPM e b) 3000 RPM.
Material AA 6181. 43
Figura 32- Imagem mostrando a formação excessiva de rebarba (região destacada em vermelho) em
uma solda da liga AA 6181. Amostra F3 2000 RPM. 43
Figura 33- Amostras soldadas de magnésio, onde a) se observa um bom acabamento superficial e b)
formação excessiva de rebarba. 44
Figura 34- Pico de força obtido para amostra F1-1000RPM onde podem ser observados os picos F1 e
F2 e ainda o platô do tempo de mistura. 45
Figura 35- Gráfico mostrando os valores obtidos de torque e força (picos F1 e F2) para o processo de
SPFMM. 46
Figura 36- Diagrama mostrando a relação entre os pinos e respectivas velocidades de rotação, se
fixando ombro côncavo da ferramenta. 47
Figura 37- Diagrama mostrando a relação entre os pinos e respectivas velocidades de rotação, se
fixando ombro com duas ranhuras da ferramenta. 48
Figura 38- Diagrama mostrando a relação entre os pinos e respectivas velocidades de rotação, se
fixando ombro com três ranhuras da ferramenta. 48
Figura 39- Relação entre o torque produzido de acordo com as diferentes ferramentas utilizadas. 49
Figura 40- Imagem mostrando a relação entre diferentes ombros e respectivas velocidades de rotação,
se fixando o pino A. 50
Figura 41- Imagem mostrando a relação entre diferentes ombros e respectivas velocidades de rotação,
se fixando o pino B. 50
Figura 42- Imagem mostrando a relação entre diferentes ombros e respectivas velocidades de rotação,
se fixando o pino C. 51
Figura 43- Imagem mostrando a relação entre diferentes ombros e respectivas velocidades de rotação,
se fixando o pino D. 51
Figura 44- Relação entre o torque produzido de acordo com as diferentes ferramentas utilizadas. 52
Figura 45-Curva torque vs tempo de processo para a amostra F7- soldada com 1000 RPM. 53
Figura 46- Valores obtidos de CL e suas respectivas energias alcançadas durante o processo. 53
Figura 47- Evolução da força durante o processo de soldagem por SPFMM do magnésio AZ31 onde se
observa os picos F1 e F2 e o tempo de mistura (dwell time). Amostra F5-3000 RPM. 55
Figura 48- Valores máximos de força e torque obtidos na soldagem de magnésio. 56
Figura 49- Diagrama mostrando a relação entre os pinos e respectivas velocidades de rotação, se
fixando ombro côncavo da ferramenta. 56
Figura 50- Diagrama mostrando a relação entre os pinos e respectivas velocidades de rotação, se
fixando ombro com duas ranhuras da ferramenta. 57
Figura 51- Diagrama mostrando a relação entre os pinos e respectivas velocidades de rotação, se
fixando ombro com três ranhuras da ferramenta. 57
Figura 52- Relação entre o torque produzido de acordo com as diferentes ferramentas utilizadas. 58
Figura 53- Diagrama mostrando a relação entre diferentes ombros e respectivas velocidades de
rotação, se fixando o pino A. 59
Figura 54- Diagrama mostrando a relação entre diferentes ombros e respectivas velocidades de
rotação, se fixando o pino B. 59
Figura 55- Diagrama mostrando a relação entre diferentes ombros e respectivas velocidades de
rotação, se fixando o pino C. 60
Figura 56- Diagrama mostrando a relação entre diferentes ombros e respectivas velocidades de
rotação, se fixando o pino D. 60
Figura 57- Relação entre o torque produzido de acordo com as diferentes ferramentas utilizadas. 61
Figura 58- Macrografia das amostras soldadas nas três velocidades de rotação com a ferramenta F1. 62
Figura 59- Macrografia das amostras soldadas nas três velocidades de rotação com a ferramenta F2. 62
Figura 60- Macrografia das amostras soldadas nas três velocidades de rotação com a ferramenta F3. 63
Figura 61- Macrografia das amostras soldadas nas três velocidades de rotação com a ferramenta F4. 63
Figura 62-Macrografia das amostras soldadas nas três velocidades de rotação com a ferramenta F5. 64
Figura 63- Macrografia das amostras soldadas nas três velocidades de rotação com a ferramenta F6. 64
Figura 64- Macrografia das amostras soldadas nas três velocidades de rotação com a ferramenta F7. 65
Figura 65- Macrografia das amostras soldadas nas três velocidades de rotação com a ferramenta F8. 65
Figura 66-Macrografia das amostras soldadas nas três velocidades de rotação com a ferramenta F9. 66
Figura 67-Macrografia das amostras soldadas nas três velocidades de rotação com a ferramenta F10.
66
VIII
Figura 68- Macrografia das amostras soldadas nas três velocidades de rotação com a ferramenta F11.
67
Figura 69- Macrografia das amostras soldadas nas três velocidades de rotação com a ferramenta F12.
67
Figura 70- Valores obtidos de CL para amostras soldadas de alumínio. Os valores foram medidos nas
amostras de metalografia. As linhas vermelhas separam os diferentes ombros utilizados. 68
Figura 71- Imagem mostrando as diferentes zonas da solda observadas em microscopia ótica.
Ferramenta F7, 1000 RPM. 69
Figura 72- A imagem mostra corpos de prova soldados com a mesma ferramenta (F11), porém com
velocidades de rotação diferentes, onde pode ser percebida a diferença de espessuras de CL. a)
1000 RPM e b) 3000 RPM. 70
Figura 73- Imagem mostrando a micrografia da região 1, onde pode ser observada a ZM do material.
a) Menor aumento e b) maior aumento. Amostra F4-2000 RPM. 71
Figura 74- Imagem mostrando a microestrutura da região 2, onde se observa os grãos deformados da
ZTMA, a interface entre as chapas inferior e superior e ainda uma parte da ZM. Amostra F4-
2000 RPM. 71
Figura 75- Mesma imagem anterior com efeito de negativo para realçar o contraste dos grãos. Amostra
F4-2000 RPM. 72
Figura 76- Micrografias do material de base (MB) mostrando partículas de segunda fase alongadas,
com orientação preferencial e grãos poligonais. Amostra F4-2000 RPM. 73
Figura 77- Micrografia da zona de mistura (ZM). Nesta figura se observa os grãos recristalizados e as
partículas de segunda fase quebradas e de menor tamanho, sem orientação preferencial. Amostra
F4-2000 RPM. 73
Figura 78- Imagem da região 3, mostrando a presença das três zonas da solda. Acredita-se que existe a
presença de uma ZTA entre o material base e a ZTMA. Amostra F4-2000. 74
Figura 79- A figura mostra as zonas formadas na soldagem das amostras de Mg e as regiões de análise
de micrografia (1, 2 e 3). A elipse maior mostra a região de grande deformação na chapa superior
enquanto a elipse menor mostra a formação de rebarba. Amostra F8, 3000 RPM. 75
Figura 80- Micrografia do material de base, mostrando os grãos equiaxiais e partículas de segunda
fase dispersas. Amostra F8, 3000 RPM. 75
Figura 81-Micrografia do material de base em maior aumento, onde se percebe além das partículas de
segunda fase dispersas, a formação de maclas de deformação. Amostra F8, 3000 RPM. 76
Figura 82- Micrografia da região 1. Amostra F8, 3000 RPM. 77
Figura 83- Micrografia da região 1 em maior aumento. Amostra F8, 3000 RPM. 77
Figura 84- Micrografia da região 2, onde se percebe a grande diferença no tamanho de grão. Amostra
F8, 3000 RPM. 78
Figura 85- Micrografia da região 3(elipse vermelha). Amostra F8, 3000 RPM. 79
Figura 86- Micrografia da região 3 em maior aumento, mostrando a interface. Amostra F8, 3000 RPM.
79
Figura 87- Macrografia mostrando amostra soldada para visualização do fluxo de material.
Ferramenta F9. 80
Figura 88- Detalhe mostrando a direção do fluxo de material no processo. As setas indicam para onde
se dá o transporte de material. 81
Figura 89- Detalhe mostrando o fluxo de material na região abaixo do pino da ferramenta, onde se
observa grande concentração de cobre não misturado ao alumínio. Ferramenta F9. 81
Figura 90- Macrografia mostrando amostra soldada para visualização do fluxo de material.
Ferramenta F10. 82
Figura 91- Detalhe mostrando a direção do fluxo de material no processo. As setas indicam para onde
se dá o transporte de material. Ferramenta F10. 82
Figura 92- Detalhe em maior aumento mostrando o fluxo em ambos os lados da metalografia.
Ferramenta F10. 83
Figura 93- Macrografia mostrando amostra soldada para visualização do fluxo de material.
Ferramenta F11. 83
Figura 94- Detalhe mostrando a direção do fluxo de material no processo. As setas indicam para onde
se dá o transporte de material. Ferramenta F11. 84
Figura 95- Detalhe das zonas em detalhe mostrando o fluxo em ambos os lados da metalografia.
Ferramenta F11. 84
Figura 96- Macrografia mostrando amostra soldada para visualização do fluxo de material.
Ferramenta F12. 85
Figura 97- Detalhe mostrando a direção do fluxo de material no processo. As setas indicam para onde
se dá o transporte de material. Ferramenta F12. 85
IX
Figura 98- Imagens das zonas em detalhe mostrando o fluxo em ambos os lados da metalografia.
Ferramenta F12. 86
Figura 99- Imagens das zonas em detalhe mostrando o fluxo em ambos os lados da metalografia.
Ferramenta F12. 86
Figura 100- Imagem mostrando a região abaixo do pino onde se observa uma maior quantidade de
cobre. Ferramenta F12. 87
Figura 101- Imagem mostrando a semelhança no perfil da ZM na região abaixo do pino para uma
amostra soldada com a ferramenta F2 (pino B). 88
Figura 102-Amostras de aço soldadas por Kyffin et al [50] mostrando a formação do gancho (b) e sem
a formação do gancho (a). 89
Figura 103- Curva tensão vs deformação para a liga AA6181 nos sentidos longitudinal (a) e transversal
(b) ao sentido de laminação. 90
Figura 104- Curva tensão vs deformação para a liga Mg AZ31 nos sentidos longitudinal (a) e
transversal (b) ao sentido de laminação. 91
Figura 105- Resultados do teste de cisalhamento realizado nas amostras de alumínio de acordo com a
ferramenta utilizada. 92
Figura 106- Duas amostras ensaiadas mostrando (a) uma pequena CL (amostra F1-1000RPM) e (b)
uma grande CL (amostra F8-3000). 93
Figura 107- Modos de falha a) Cisalhamento, b) arrancamento e c) arrancamento inclusive da chapa
inferior. 94
Figura 108- Resultados do teste de cisalhamento realizado nas amostras de magnésio de acordo com a
ferramenta utilizada. 95
Figura 109- Amostras de ensaio de cisalhamento mostrando os dois tipos de falhas obtidos . a) Falha
por cisalhamento. Amostra F6-2500, b) Falha por arrancamento. Amostra F6-3000. 95
Figura 110- Imagem mostrando o aspecto geral dos dois tipos de falha obtidos nas amostras soldadas
com a ferramenta F6. a)Falha por cisalhamento obtido com a velocidade de 1000 RPM e b)
`Falha por arrancamento obtido com a velocidade de 3000 RPM. 96
Figura 111- Fractografia mostrando os micromecanismos de falha da fratura A, onde se observa que
foi por coalescimento de microcavidades. 97
Figura 112- Fractografia mostrando os micromecanismos de falha da fratura B, onde se observa que
foi por coalescimento de microcavidades. 97
Figura 113- Curvas obtidas no ensaio de cisalhamento das amostras de Al soldadas com a ferramenta
F6, velocidades de 1000 e 3000 RPM. 98
Figura 114- Imagem mostrando o aspecto geral dos dois tipos de falha obtidos nas amostras soldadas
com a ferramenta F6. a)Pull out obtido com a velocidade de 2500 RPM e b) `Shear failure obtido
com a velocidade de 3000 RPM. 99
Figura 115- Imagem mostrando os micromecanismos de falha da fratura C. 99
Figura 116- Imagem mostrando os micromecanismos de falha da fratura D. 100
Figura 117- Curvas obtidas no ensaio de cisalhamento das amostras de Mg soldadas com a ferramenta
F11, velocidades de 2500 e 3000 RPM. 101
Figura 118- Perfil de microdureza realizado na amostra F7-1000 RPM. Onde se observa a presença
das quatro diferentes zonas. 102
Figura 119- Perfil de microdureza realizado na amostra F6-3000 RPM. Onde se observa as diferentes
zonas formadas. 103
Figura 120- Comparação de médias múltiplas dos pinos utilizados para o ombro Cc. 104
Figura 121- Comparação de médias múltiplas dos pinos utilizados para o ombro 2Sc. 105
Figura 122- Comparação de médias múltiplas dos pinos utilizados para o ombro 3Sc. 106
Figura 123- Comparação de médias múltiplas dos pinos utilizados para o ombro côncavo. 107
Figura 124- Comparação de médias múltiplas dos pinos utilizados para o ombro 2Sc. 108
Figura 125- Comparação de médias múltiplas dos pinos utilizados para o ombro 3Sc. 109
X
Lista de Tabelas
Tabela 1- Típicas propriedades físicas, mecânicas e químicas do alumínio. 3
Tabela 2- Composição química típica da liga AA 6181. 4
Tabela 3- Principais propriedades químicas, físicas e mecânicas do magnésio. 5
Tabela 4- Propriedades típicas de tração e composição química de ligas de magnésio. 6
Tabela 5- Melhora na força máxima cisalhante em comparação à ferramenta convencional de
SPFMM, e a solda ponto por resistência. 26
Tabela 6- Análise de composição química para o material AA 6181 (% em peso). 30
Tabela 7- Análise de composição química para o material AZ31 (% em peso). 31
Tabela 8- Matriz de parâmetros para as amostras de alumínio e magnésio. 34
Tabela 9- Valores obtidos da curva para as direções longitudinal e transversal ao sentido de laminação.
90
Tabela 10- Valores obtidos da curva para as direções longitudinal e transversal ao sentido de
laminação. 92
Tabela 11- Resultados obtidos para o ombro côncavo das amostras de Al. 104
Tabela 12- Resultados obtidos para o ombro com duas espirais das amostras de Al. 105
Tabela 13- Resultados obtidos para o ombro com três espirais das amostras de Al. 106
Tabela 14- Resultados obtidos para o ombro côncavo das amostras de Mg. 107
Tabela 15- Resultados obtidos para o ombro 2Sc das amostras de Mg. 107
Tabela 16- Resultados obtidos para o ombro 3Sc das amostras de Mg. 108
XI
Resumo
Soldagem a ponto por fricção é um processo que ocorre no estado sólido com alta
eficiência energética, baixo custo de produção além de ser um processo ambientalmente
limpo. Estes processos por fricção são uma alternativa a processos convencionais tais
como solda ponto por resistência, rebitamento e “clinching”. A Solda Ponto por Ficção e
Mistura Mecânica, ou SPFMM, é uma excelente alternativa aos processos tradicionais de
união, desde que é eficiente na união de ligas de alta resistência da indústria automotiva e
aeroespacial como alumínio e magnésio, que são materiais que apresentam dificuldades na
soldagem com a utilização de métodos convencionais através da fusão dos materiais
envolvidos. A ausência de uma fase de fusão nesses processos elimina defeitos como
porosidades, bolhas, rebaixos, inclusões e microestruturas indesejáveis, que
freqüentemente aparecem na solda e zonas afetadas pelo calor em processos de soldagem
por fusão. Estes materiais são interessantes, especialmente na indústria automotiva, devido
a sua excelente relação de resistência/peso, onde a técnica já é utilizada apresentando
redução drástica de custos de operação e aumento a resistência das juntas formadas.
O processo de SPFMM consiste em uma ferramenta, que é uma combinação de um pino e
um ombro que em rotação, penetra nas chapas formando uma junta sobreposta. Esta
ferramenta rotativa ao penetrar utiliza elevadas cargas axiais. O contato do pino com
regiões adjacentes e do ombro com a superfície superior da junta geram calor de fricção.
Este calor de fricção promove a plastificação do material da junta, que ao mesmo tempo é
misturado pelo pino consolidando, assim, a formação da junta. Após a remoção da
ferramenta e fim do processo, um furo remanescente permanece no centro da solda.
O objetivo do presente trabalho é avaliar a influência da utilização de diferentes perfis de
ferramenta e diferentes velocidades de rotação sobre a soldagem e o comportamento
mecânico de ligas de alumínio e magnésio soldadas pelo processo de SPFMM. Também
buscou-se observar a influência da ferramenta sobre a variação do fluxo de material. As
soldas foram realizadas com duas diferentes velocidades de rotação para o magnésio e três
diferentes velocidades de rotação para as ligas de alumínio. E um total de doze
combinações de quatro diferentes perfis de pino e três diferentes perfis de ombro foram
utilizadas para a produção destas soldas. A taxa de penetração, profundidade de penetração
e tempo de mistura foram mantidos constantes. A caracterização metalúrgica foi feita
através de microscopia ótica, lupa e eletrônica de varredura. A caracterização mecânica das
juntas foi feita através de ensaios de cisalhamento, perfis de microdureza e monitoramento
XII
de torque e força durante o processo de soldagem. Ainda foram realizadas análises do
fluxo de material durante o processo.
Foi possível observar uma tendência de aumentar a resistência mecânica da junta com a
utilização de velocidades de rotação mais elevadas em ambos os materiais. A utilização de
ferramentas com diferentes perfis apresentou diferenças representativas, porém com muita
dependência da combinação de velocidade de rotação, pino e ombro utilizados.
XIII
Abstract
Friction based spot welding are processes that occurs in solid state with high energy
efficiency, low costs and environmentally friend. These processes provide an alternative to
conventional spot joining methods as resistance spot welding, riveting and clinching.
Friction Stir Spot Welding is a good alternative to traditional spot joining processes since it
is able to join high strength aerospace and automotive alloys like aluminum and
magnesium, which are difficult to join by conventional fusion. The absence of melting
during welding avoids defects like porosity, inclusions, and undesired microstructures, that
are frequently observed in fusion weldings. These materials are interesting especially
regarding the automotive industry, because of its mechanical strength/weight relationship,
where the technique is already in use with drastic reducing of operating costs and
increasing in joint mechanical strength.
The SPFMM process consists in a rotating tool comprised of a pin and a shoulder that
penetrates into two overlap positioned sheets. The tool displaces and plasticize the adjacent
material and provide the joint consolidation leaving a keyhole after tool removal and the
process is finished.
The aim of this work was to evaluate the influence of different tool profiles on the
metallurgical and mechanical behavior of friction stir spot welded joints of aluminum and
magnesium alloys. The joints were performed with two different rotation speeds for the
magnesium AZ31 samples and with three different rotation speeds for the aluminum
AA6181-T4 samples and twelve combinations of three different shoulders and four
different pins. The plunge rate, plunge depth and dwell time were kept constant. The
metallurgical characterization was performed using optical and scanning electron
microscopy. The mechanical performance of the joints was evaluated in terms of
microhardness profiles and shear test. It was possible to observe a tendency to increase the
mechanical strength with the usage of higher rotational speeds for both materials. The
usage of different tool profiles also presented different mechanical performance, but it’s
strongly influenced by the combination of rotational speed, pin and shoulder.
1
1 Introdução
Atualmente, a busca por redução de peso em estruturas de componentes leva a utilização
de materiais versáteis que alcancem uma boa relação resistência mecânica/peso. Deste
modo, uma busca incessante é realizada para obtenção de melhorias nos processos de união
de ligas automotivas e aeroespaciais, como o alumínio e magnésio. A utilização destes
materiais já é amplamente pesquisada, sendo que sua utilização, devido ao baixo peso,
implica em um menor consumo de combustível resultando em menores danos ao meio
ambiente e produtos mais viáveis economicamente.
O processo de soldagem por fricção e mistura mecânica, SFMM, foi criado e patenteado
pelo The Welding Institute (TWI) em 1991, e consiste, basicamente, em uma ferramenta
rotativa composta por um pino e um ombro, que penetram na junta a ser soldada. Esta
ferramenta rotativa ao penetrar nas chapas sobrepostas utiliza elevadas cargas axiais e o
contato do pino e do ombro com regiões adjacentes e a superfície superior da junta geram
calor de fricção. Este calor de fricção promove a plastificação do material da junta, que ao
mesmo tempo é misturado pelo pino consolidando, assim, a formação da junta. Como uma
derivação deste processo, foram criados e patenteados pelo GKSS- Forschungszentrum
(Geesthacht, Alemanha) dois novos processos chamados Friction Spot Welding, ou solda
ponto por fricção e mistura mecânica com preenchimento do furo remanescente
(SPFMMPFR), e também o Solda ponto por fricção e mistura mecânica (SPFMM), ou
solda ponto por fricção e mistura mecânica, sem preenchimento do furo remanescente. A
utilização destes processos de união de juntas solda ponto por fricção tem se mostrado uma
excelente alternativa a processos tradicionais, tais como solda ponto por resistência,
rebitamento e prensagem (co-deformação).
O presente trabalho se restringiu a utilização do SPFMM, que é um processo que ocorre no
estado sólido. É também conhecido como uma SFMM “curta”, pois as ferramentas
utilizadas em ambos os processos são semelhantes, com a diferença do tipo de movimento
que ocorre durante a consolidação da junta. Enquanto no SFMM a ferramenta rotativa
ainda tem os movimentos de penetração, translação e remoção, no SPFMM a ferramenta
rotativa apenas penetra e retrai. É considerado um processo limpo, não produz resíduo nem
fumaça, não afetando o meio ambiente, é um processo de fácil automação e de baixo custo
energético.
Existem variações para o mesmo processo, que basicamente variam a forma da ferramenta,
ou mesmo o modo como a ferramenta faz a mistura de material. Neste trabalho foi
2
utilizada a variação do processo patenteada pela Mazda, que já está produzindo em escala
o equipamento para desenvolvimento da solda, processo denominado por eles Friction Spot
Joint.
Amostras de ligas de magnésio AZ31 e alumínio 6181- T4 foram utilizadas para serem
realizadas as soldas. Estas ligas foram escolhidas por serem ligas empregadas na indústria
automotiva, que utiliza o processo de solda ponto por resistência (SPR) em larga escala.
Buscando, deste modo, a viabilidade de troca de um processo por outro. Foram
desenvolvidos perfis especiais para as ferramentas para se observar a influência da
geometria das mesmas sobre o desempenho final da solda. Três tipos de ombro e quatro
tipos de pinos foram desenvolvidos, totalizando 12 diferentes perfis de ferramentas para
serem utilizadas como variável junto com a velocidade de rotação. A taxa de penetração e
a profundidade de penetração foram mantidas constantes. Soldas foram realizadas também
em amostras para ser verificado o fluxo de material [1,- 3,].
As técnicas de análise envolveram microscopia ótica, microscopia eletrônica de varredura,
ensaios de dureza, perfis de microdureza, ensaios de tração de metal base e ensaios de
cisalhamento nas juntas soldadas.
Para facilitar a compreensão do trabalho, este será dividido em diferentes capítulos. O
capítulo 2 apresenta uma revisão bibliográfica sobre soldas por fricção e mistura mecânica
e soldas ponto por fricção. O capítulo 3 destaca o procedimento experimental e técnicas de
análise empregadas no desenvolvimento do trabalho. O capítulo 4 descreve os resultados
obtidos através das técnicas de análise e também a discussão a respeito dos mesmos. As
conclusões estão no capítulo 5 enquanto o capítulo 6 apresenta a bibliografia utilizada.
3
2 Revisão Bibliográfica
2.1 Alumínio
O alumínio pode ser considerado um dos mais versáteis, economicamente viável e atrativo
material metálico para uma ampla faixa de aplicações. A mais importante característica
deste material é, indubitavelmente, a sua baixa densidade. A densidade do alumínio é 2,7
g/cm
3
, aproximadamente 1/3 da do aço. Apresenta uma boa resistência a corrosão em
diversos meios corrosivos e apresenta boas condutividades térmica e elétrica. A aplicação
de alumínio e suas ligas é estendida desde componentes eletrônicos e químicos até grandes
estruturas como fuselagens de avião e carrocerias de automóveis, especialmente devido a
sua excelente combinação de propriedades mecânicas aliada a baixa densidade e boa
resistência a corrosão. A resistência a corrosão é uma importante propriedade das ligas de
alumínio onde o oxigênio atmosférico combinado com os átomos da superfície do material
formam uma camada óxida protetora que inibe o progresso da corrosão para o interior do
material. O alumínio pode ser facilmente extrudado, laminado, fundido e usinado. Desta
forma, disponibilizados produtos extrudados tais como barras, tubos e perfis especiais, e
produtos laminados tais como folhas, chapas e placas. A Tabela 1 apresenta propriedades
físicas, químicas e mecânicas do alumínio [4, 5]
Tabela 1- Típicas propriedades físicas, mecânicas e químicas do alumínio.
Densidade (g/cm
3
)
2,698
Estrutura Cristalina
CFC
Ponto de Fusão (
o
C)
660
Coeficiente de Poisson υ
υυ
υ
0,34
Condutividade Térmica (W/m.K)
237
Coef. de Expansão Térmica (µ
µµ
µm.
o
C)
23
Módulo de Elasticidade E (GPa)
62
Módulo de Cisalhamento G (GPa)
25
2.1.1 Ligas de Alumínio
As ligas de alumínio são divididas em duas grandes categorias: Ligas fundidas e ligas
trabalhadas. As ligas de alumínio são divididas em diferentes séries, os materiais da mesma
4
série apresentam em comum o principal elemento de liga utilizado. A Figura 1 mostra as
diferentes séries de ligas trabalhadas de alumínio.
Figura 1- Desenho esquemático mostrando as diferentes séries de ligas de alumínio.
Liga AA 6181:
O alumínio AA6181 pertence a série 6xxx a qual tem silício e magnésio como principais
elementos de liga, ver Tabela 2. Esta liga tem alta resistência a corrosão e condutividade
elétrica assim como relativamente uma boa soldabilidade. Na condição de tratado
termicamente e envelhecido, apresenta precipitados Mg
2
Si como partícula endurecedora.
Esta classe é usualmente submetida ao tratamento T4 (solubilização e envelhecimento
natural) e utilizado principalmente em aplicações automotivas.
Tabela 2- Composição química típica da liga AA 6181.
Elemento
de liga
Si Fe Mn Mg Cu Cr Ti Zn Al
AA 6181 T4
0.8 –
1.2
<0.45
<0.15
0.6 –
1.0
<0.1 <0.1 <0.1 <0.1
96.5 –
98.6
2.2 Magnésio
O magnésio é o quarto metal mais abundante presente na crosta terrestre (2,9%). O metal,
de estrutura cristalina hexagonal compacta, o que influencia em suas propriedades
mecânicas devido ao fato ter menos planos de deslizamento. O metal tem tido um papel
Alumínio
Cu Mn Si Mg Zn Outros
1xxx 2xxx 3xxx 4xxx 5xxx 6xxx 7xxx 8xxx
Não tratável termicamente
Tratável termicamente
Não recomendável para soldagem
5
importante em aplicações onde se busca a redução de peso de estruturas. Aliando sua baixa
densidade e boa resistência mecânica, tem alto coeficiente de expansão térmica
(
28
⋅
10
−
6
K
−
1
na faixa de 20 – 300
0
C). À temperatura ambiente uma oxidação leve se forma
cobrindo a superfície com um filme fino, que, progressivamente se torna carbonato e
sulfato com a ação do
2
CO
e
2
SO
presentes na atmosfera. A Tabela 3 mostra as
propriedades gerais químicas, físicas e mecânicas do magnésio.
Tabela 3- Principais propriedades químicas, físicas e mecânicas do magnésio.
Raio atômico (Å)
1.6
Volume atômico (
molcm
3
) 13.97
Estrutura Cristalina
HCP
Ponto de Fusão (ºC)
649
Calor Específico ( KKgJ .º )
1045
Densidade (
3
cmg
) 1,74
Módulo de Elasticidade E (GPa)
45
Coef. de Poisson (
υ
)
0.35
Condutividade Térmica (
KmW º
⋅
)
154.5
Coef. de Expansão Térmica (
(
µ
m
)
°
C
)
26.1
O magnésio e suas ligas são utilizados em uma ampla variedade de aplicações estruturais
incluindo automotivas, comerciais, equipamento aeroespacial e indústria de construção
naval. As ligas de magnésio são valiosas para aplicações aeroespaciais devido a sua baixa
densidade e, ainda, por apresentarem boa resistência e rigidez em ambas, altas e baixas
temperaturas. Em termos de propriedades mecânicas, diferenças são observadas
dependendo de o material ter sido obtido através de processos de fundição, ou se foi obtido
por processos de trabalho mecânico (as propriedades mecânicas de ligas trabalhadas são
similares as propriedades de ligas de média resistência de alumínio). A Tabela 4 apresenta
propriedades típicas de tração de diferentes ligas de magnésio sob diferentes condições de
tratamento térmico.
6
Tabela 4- Propriedades típicas de tração e composição química de ligas de magnésio.
Liga
(ASTM)
Composição
química (%)
Condição de
tratamento
térmico
Tensão
de
Escoa
mento
(MPa)
Tensão
máxima
(MPa)
A
(%)
AZ31B 3 Al-1 Zn-0,2 Mn F 200 265 15
AZ80A 8 Al-0,2 Zn-0,2 Mn T5 250 345 6
AZ63A 6 Al-3 Zn-0,2 Mn T6 120 230 5
As ligas de magnésio têm resistência a razões de densidades que são comparáveis àquelas
de outros metais estruturais comuns. As propriedades mecânicas de ligas trabalhadas
dependem da orientação dos corpos de prova testados em relação ao padrão de fluxo
desenvolvido durante o trabalho mecânico. O trabalho a quente de magnésio durante o
processamento tende a produzir uma orientação preferencial para o plano basal no produto
trabalhado, resultando em uma anisotropia das propriedades. Em produtos laminados, a
resistência mecânica é, geralmente, maior na direção transversal, sendo o alongamento
também maior nesta direção [6,7,8].
2.3 Solda por Fricção e Mistura Mecânica (SFMM)
A solda por fricção e mistura mecânica, ou “friction stir welding“ (SFMM), é um processo
criado e patenteado pelo TWI- Inglaterra. O processo consiste em uma ferramenta rotativa
composta por um pino e um ombro. Esta ferramenta penetra na junta a ser soldada,
plastificando material, se movimentando na direção da linha de solda e consolidando a
junta. As partes soldadas têm que ser fixas sobre uma chapa de sustentação, que deve ter
rigidez suficiente para suportar as altas cargas exigidas no processo e para prevenir a
separação da junta. O calor é gerado pelo atrito entre a ferramenta, principalmente o
ombro, com as peças a ser soldadas. Este calor ocasiona o amolecimento do material sem
atingir o ponto de fusão, permitindo o movimento da ferramenta ao longo do cordão de
solda. O material plastificado é transferido da superfície da ferramenta até a base do
ombro, onde é forjado pelo contato íntimo entre a superfície inferior do ombro e a
superfície superior da chapa soldada. O processo pode ser classificado como um processo
em estado sólido com um furo remanescente ao final da solda, que vai sendo preenchido
7
durante a seqüência da operação. Uma representação esquemática do processo é
apresentada na Figura 2.
Figura 2-Representação esquemática do processo de SFMM. As setas indicam os três
principais parâmetros: Força axial (FA), velocidade de rotação (VR) e velocidade de
soldagem (VS).
A solda promove uma região plastificada ao redor da ferramenta devido ao calor de
fricção. Existe uma nomenclatura para os dois lados da junta na direção de avanço da
ferramenta. para o lado onde a ferramenta tem o mesmo sentido de rotação e direção de
avanço, o lado de avanço ou lado de cisalhamento (As); e o lado onde a ferramenta tem
sentido de rotação contrário à direção de avanço da ferramenta é chamado então de lado de
recuo ou lado de fluxo (Rs). O lado superior da solda é considerado a região de contato
entre as chapas soldadas e o ombro da ferramenta, enquanto o lado de raiz é definido como
a região de contato entre as chapas soldadas e a chapa de sustentação do processo.
O processo de SFMM pode ser dividido em 4 etapas principais. Inicialmente, as
chapas a serem soldadas são rigidamente posicionadas na posição de soldagem e a
ferramenta é (Figura 3a); introduzida através do material (Figura 3b); a ferramenta se
movimenta ao longo do cordão de solda, o material plastificado é misturado e forjado na
região posterior do pino da ferramenta (Figura 3c); finalmente a ferramenta é removida
consolidando a solda no estado sólido (Figura 3d).
VS
VR
FA
8
Figure 1- Representação esquemática para SFMM: (a) Rotação da ferramenta, (b)
penetração da ferramenta, (c) translação da ferramenta, (d) remoção da ferramenta.
As vantagens do processo resultam do fato que o processo de SFMM (assim como todas
soldas por fricção de metais) ocorrem no estado sólido (abaixo do ponto de fusão dos
materiais a serem soldados). Os benefícios, portanto, incluem a habilidade de soldar
materiais de baixa soldabilidade (em processos de fusão), como por exemplo, séries 2000 e
7000 de ligas de alumínio. SFMM pode ser desenvolvida em equipamentos produzidos
para este propósito ou mesmo em modificações de equipamentos já existentes da área de
usinagem. O processo também é de fácil automatização. Outras vantagens a serem
consideradas podem ser: baixa distorção, até mesmo em soldas longas; excelentes
propriedades mecânicas conforme provado por testes de fadiga, tração e dobramento; não
há produção de fumaça ou cavacos; baixa porosidade; pode operar em todas posições de
soldagem; baixo custo energético; não utiliza metal de adição; ferramenta não consumível;
não tem necessidade de proteção por gás inerte para soldar alumínio; não necessita de
certificação do soldador; alguma tolerância para imperfeições na preparação da solda,
camadas finas de óxido são aceitáveis; sem lixamento, escovação ou jateamento
necessários nas produções em massa [9-12].
As limitações do processo de SFMM estão sendo reduzidas através de intenso esforço no
campo da pesquisa e desenvolvimento. Entretanto, as principais limitações do processo
(a)
(b)
(c) (d)
9
são, até o presente: As peças a serem soldadas devem ser rigidamente fixas, uma mesa de
sustentação é necessária (exceto quando é utilizada uma ferramenta auto-sustentável ou
ferramentas em lados opostos são empregadas); o furo remanescente ao final do cordão de
solda.
O campo de aplicação do processo de SFMM está crescendo com os vultosos
investimentos na pesquisa nesta área. A SFMM tem sido aplicado em diversos segmentos
da indústria para união de juntas em ligas de metais leves, especialmente em alumínio e
magnésio, em combinações similares e dissimilares. O alumínio e suas ligas são
principalmente utilizados nas indústrias automotivas e aeroespaciais
enquanto o campo de
aplicação de magnésio tem se concentrado principalmente na indústria automotiva
.
. Nos
últimos anos, solda dissimilar entre alumínio e magnésio tem recebido atenção especial das
indústrias automotivas e naval [10-12]
Inicialmente, a SFMM foi desenvolvida apenas para materiais relativamente macios, como
chumbo, zinco, magnésio e uma gama de ligas de alumínio. Atualmente, cobre, titânio,
aços ferríticos de baixo carbono e ligas de aço-cromo de baixo carbono também são
soldadas. A soldagem desta faixa de materiais mais duros tem sido possível por manter um
potencial aplicável entre a dureza e as propriedades em elevadas temperaturas da
ferramenta e do material a ser soldado [10-12].
2.4 Solda ponto por fricção e mistura mecânica (SPFMM)
A solda ponto por fricção e mistura mecânica, ou friction stir spot welding (SPFMM), é
uma técnica desenvolvida e patenteada pelo GKSS-Forschungszentrum, em Geesthacht na
Alemanha [1,2,3]. O processo é uma variação do processo de SFMM, onde as soldas são
obtidas pela introdução, e posterior remoção da ferramenta rotativa através das seções
soldadas. Existem duas principais variantes do processo: SPFMM com pequena translação
da ferramenta; e SPFMM sem translação da ferramenta. Um furo remanescente fica ao
final de cada procedimento de soldagem. SPFMM cria uma solda pontual em uma junta
sobreposta sem que ocorra a fusão do material. A aparência da solda resultante se
assemelha a uma solda ponto por resistência, comumente utilizada para montagem de
carrocerias e outras aplicações similares. O processo utilizado até então para montagem de
carrocerias, solda ponto por resistência, pode ser problemático para muitas estruturas de
metais leves de alta performance, tais como ligas de alumínio e aços avançados de alta
resistência. A maior parte das pesquisas e desenvolvimentos em SPFMM tem sido nas
ligas de alumínio, devido algumas características como sua deformação em temperaturas
10
relativamente baixas (abaixo de 550°C), assim como experiências prévias em SFMM [13,
14, 15, 16, 17, 18].
A Figura 3 mostra o princípio do SPFMM para uma variante do processo que não
envolve translação da ferramenta, onde é possível se observar que o processo é subdividido
em três etapas: penetração, mistura e remoção da ferramenta.
Figura 3-Princípais etapas do SPFMM. a) Penetração da ferramenta rotativa até o
contato do ombro com a chapa superior, b) Plastificação localizada e mistura de
material e c) Remoção da ferramenta e consolidação da junta.
Durante a penetração da ferramenta, a ferramenta é rotacionada até uma pré-determinada
velocidade quando, então, é introduzida na superfície de trabalho sem movimento de
translação até que o pino esteja totalmente introduzido e que haja contato, ou mesmo a
penetração parcial do ombro através das chapas sobrepostas.
O segundo estágio, chamado mistura do material, se dá quando a ferramenta rotativa fica
em uma posição vertical fixa durante o tempo de mistura pré-estabelecido, o calor devido à
fricção entre pino e material adjacente e o ombro e a região de contato da chapa superior
plastifica o material tornando-o mais macio, resultando então no fluxo de material.
No terceiro estágio, chamado remoção da ferramenta, a ferramenta rotativa é removida do
interior das peças deixando um furo remanescente.
No processo de SPFMM com translação da ferramenta [1,-15], o processo se assemelha ao
SFMM. Pode ser dividido em quatro etapas: penetração, mistura, translação e remoção da
ferramenta. Uma das maiores vantagens desta variante é o aumento substancial da área
soldada melhorando as propriedades mecânicas da junta. A Figura 4 mostra o princípio do
processo com translação da ferramenta apresentando suas quatro etapas.
11
Figura 4- Princípio do SPFMM com translação da ferramenta. (a) Penetração da
ferramenta rotativa até o contato do ombro com a chapa superior, (b) Plastificação
localizada e mistura de material, (c) Translação da ferramenta ao longo da linha de
solda, gerando uma área soldada maior e (d) Remoção da ferramenta deixando o furo
remanescente.
No processo com translação da ferramenta, existe uma etapa adicional que é exatamente
após a penetração, quando a ferramenta tem um curto movimento de translação,
juntamente com o movimento rotativo, o que resulta em material plastificado sendo
misturado ao longo da linha de solda. Ao final do processo pode ser observado, após a
etapa de remoção da ferramenta, o mesmo furo remanescente no topo da junta soldada,
conforme mostrado na Figura 5, para o processo sem translação da ferramenta, mostrando
também as impressões deixadas pela ferramenta, e na Figura 6, para o processo com
translação da ferramenta.
12
Figura 5-Aspecto da SPFMM após a remoção do pino em um processo sem translação
da ferramenta. Pode ser observada a impressão do ombro (flecha preta) e a
impressão do pino (flecha vermelha).
Figura 6- Aspecto da SPFMM após a remoção do pino em um processo com
translação da ferramenta.
Os ciclos de SPFMM duram tipicamente menos que 5 segundos e tentativas estão sendo
estabelecidas para se produzir soldas de alta velocidade, onde tempos em torno de 2
segundos ou menos podem ser empregados para o processo ser competitivo com a SPR
[19]. Desta maneira, Addison [20] reportou soldas satisfatórias com tempos de ciclo
inferiores a um segundo.
Segundo Gerlich [16] a densidade de potência é extremamente alta durante o processo de
SPFMM, (em torno de 10
10
W/m
3
), as taxas de aquecimento variam de 200
0
C/s a 400
0
C/s.
Comparando ao SFMM, a geração de calor do pino e do ombro fazem diferentes papéis
durante o SPFMM, desde que o ombro tenha suficiente contato com a superfície da chapa
Impressão
deixada pelo
pino
Impressão deixada
pelo ombro
13
superior na operação de solda ponto. De acordo com Gerlich ET AL [21], o ombro da
ferramenta apenas começa a desempenhar papel importante, nas operações de juntas onde
material expelido do furo gerado pelo pino fica preso entre a superfície da chapa superior e
o ombro da ferramenta. A partir deste ponto o ombro propicia calor de fricção e
carregamento compressivo, o que facilita a formação da junta entre as duas chapas em
contato.
CONTROLE DO PROCESSO
Geralmente, o controle do processo de solda ponto por fricção pode ser dividido em dois
modos de operação: Controle de carga e controle de deslocamento [22].
A Figura 7 (a) ilustra esquematicamente uma operação básica de um processo controlado
por carga. Neste caso, após a ferramenta começar a rotar, o pino se direciona às chapas a
uma taxa controlada pelo aumento da força normal na ferramenta. Após alcançar um nível
pré-determinado, a força permanece constante durante o processo. A ferramenta permanece
penetrada nas chapas, até que um tempo pré-determinado seja alcançado.
A Figura 7 (b) ilustra esquematicamente a operação básica em um sistema controlado por
deslocamento. Após a ferramenta iniciar a rotação, é direcionada às chapas a uma taxa de
penetração controlada até que atinja uma profundidade máxima pré-determinada. A força
normal, gravada como sinal de retorno, inicia com um relativo baixo valor, quando o pino
inicia a penetração nas chapas. Quando o ombro da ferramenta toca a chapa superior, os
valores da força aumentam.
Em ambos os casos, controle por carga e controle por deslocamento, o tempo do processo é
crítico porque afeta diretamente o tempo de ciclo, assim como a resistência mecânica final
da junta [22].
14
Figura 7- Diagrama esquemático de um processo (a) controlado por carga e (b)
controlado por deslocamento.
2.4.1 Processos Alternativos de Solda Ponto por Fricção
Um método de aumentar a resistência das soldas é aumentar a área soldada, ou usando uma
ferramenta mais larga ou pelo movimento da ferramenta existente. De acordo com
Okamoto [23], experimentos iniciais em SPFMM provaram que um pequeno movimento
da ferramenta aumenta a resistência da solda com um mesmo tempo de solda.
Com-Stir
TM
TWI apresentou no ano de 2006 a solda ponto por fricção com controle de componentes,
onde uma ferramenta SFMM é rotacionada e ao redor de seu eixo, e, ao mesmo tempo,
realiza um movimento orbital circular. O movimento ficou chamado de “Squircle”, e é
mostrado na Figura 8 [20].
a) b)
15
Figura 8- O movimento “squircle” mostrando o aumento na área soldada [20].
Na SPFMM/Squircle, um aumento na área soldada é produzido devido ao movimento
combinado da ferramenta, conforme é mostrado na Figura 9. Addison [20] reportou que
um aumento de 100% a 300% na força de ruptura nos testes de cisalhamento foi obtido
pela utilização de um movimento circular orbital no processo de soldagem( comparando-se
a processos convencionais de solda ponto por fricção).
Figura 9- Comparaçao na área da solda: (a) SPFMM normal (b) SPFMM com
movimento squircle.
Swing Friction Stir Spot Welding
Outra variante do processo é a desenvolvida pela Hitachi [24]. A ferramenta é introduzida
nas chapas e durante a extração da mesma, é levemente movida de acordo com um ângulo
pré-determinado aumentando, deste modo, a área soldada, conforme se observa na Figura
10.
16
Figura 10- Movimento da ferramenta e vista de topo do processo Swing SPFMM.
Badarinarayan [24] provou que a solda resultante mostrou mais altos valores de cargas de
rupturas nos ensaios de cisalhamento e tração em cruz do que aquelas soldas obtidas por
processos convencionais.
Octaspot
TM
No Octaspot
TM
, reportado por Tweedy und Burford [25], o aumento na área da solda
ocorre fazendo-se com que a ferramenta descreva um caminho em forma de um octágono,
conforme é mostrado na Figura 11.
17
Figura 11- Octaspot
TM
mostrando o caminho percorrido pela ferramenta.
2.5 Regiões da solda
2.5.1 Regiões em SPFMM
Durante o processo de SPFMM, diferentes regiões são formadas na área soldada. A Figura
12 mostra a macrografia da seção transversal da solda de uma liga Al 7075- T6, onde
podem ser observadas três diferentes regiões. A zona de mistura (ZM), acima da linha
tracejada; A zona termo-mecanicamente afetada (ZTMA), abaixo da linha tracejada e o
material de base [18]. A figura mostra também duas regiões importantes, a região I, que é a
região final da interface das chapas soldadas, onde normalmente se iniciam as fraturas. E a
região II, que é a região abaixo do pino onde o material fica armazenado para mistura da
chapa superior com a chapa inferior. A ZTA não apareceu nesta metalografia porém
acredita-se que mesmo que pequena ela estará sempre presente.
18
Figura 12- Macrografia da seção transversal de uma chapa soldada por SPFMM sem
translação da ferramenta de uma liga Al 7075-T6.
2.5.1.1 Zona de mistura (ZM)
A ZM é a região onde o pino penetra através do material, exatamente no centro da solda.
Nesta região podem ser observados efeitos severos de deformação plástica e temperatura
na microestrutura. O material é caracterizado por uma microestrutura recristalizada com
grãos muito finos. Outra importante característica da ZM é a solubilização e re-
precipitação de precipitados originais da matriz.
2.5.1.2 Zona afetada termo-mecanicamente (ZTMA)
A ZTMA é a região que é afetada pela temperatura gerada pelos parâmetros do processo,
mas também têm influência pela deformação mecânica, em proporções menores
comparando a ZM. Os grãos se apresentam deformados devido ao movimento da
ferramenta, mostrando um formato alongado. O crescimento de grão também é possível
nesta região de transição entre grãos recristalizados e material de base.
2.5.1.3 Zona termicamente afetada (ZTA)
A zona termicamente afetada é uma região afetada basicamente pela temperatura gerada no
processo, onde os grãos e partículas do material podem ser afetadas apenas pelo efeito
térmico. Nesta região não é observada a deformação dos grãos ou recristalização como na
ZTMA e na ZM.
2.5.2 Formação da zona de mistura
É bem conhecido que a energia requerida para soldar ambas superfícies durante o processo
de SFMM vem do calor gerado pelo processo e pela deformação imprimida no mesmo pela
19
ferramenta. Mas, mesmo atualmente, a formação da ZM não está completamente
entendida. Foi sugerido que no processo de SPFMM, quando os parâmetros de soldagem
utilizados produzem taxas de aquecimento suficientemente elevadas e picos de temperatura
são atingidos, partículas de segunda fase podem fundir durante a operação da solda ponto
[16-18]. Gerlich et al [16-18] sugeriu previamente que é formado na ZM uma estrutura
dinamicamente recristalizada devido às discordâncias introduzidas previamente no
processo; recuperação dinâmica que produz subgrãos tendo contornos de grão de baixo
ângulo; recristalização dinâmica contínua envolvendo introdução de discordâncias nos
subgrãos, seguido de rotação desta maneira apresentando grãos equiaxiais tendo contornos
de alto ângulo.
2.6 Fusão local transiente
Gerlich [16] et al tem uma proposta para a formação da ZM nas ligas de alumínio para a
indústria aeronáutica. Taxa de aquecimento, microestrutura e taxa de deformação foram
investigados. Pode ser notado que existe uma discrepância entre a os valores calculados e
esperados de taxa de deformação, que foi obtido pelos valores de velocidade de rotação da
ferramenta pré-ajustados. Esta discrepância é atribuída à fusão local, isto é, o calor gerado
durante o processo deve ser limitado para prevenir a fusão local transiente de partículas de
segunda fase e o escorregamento da ferramenta (tool slippage). Gerlich [18] propôs que as
baixas velocidades de soldagem alcançadas durante a SFMM da liga Al7075 e Al2024 são
resultados diretos de fusão localizada e escorregamento da ferramenta na interface
ferramenta/amostra. Nas ligas de magnésio foi observado que a fusão local é promovida
pela segregação da partícula α- Mg+ Mg17Al12 eutética no produto fundido [18].
Dependendo da velocidade de rotação e tempo de indentação, a linha solidus pode ser
alcançada. Gerlich [16] encontrou que para um tempo de indentação de 4 segundos, com
uma velocidade de rotação 3000 RPM, por exemplo, temperaturas da ordem de 537°C
podem ser obtidas. Com o mesmo tempo de indentação, quando uma menor velocidade de
rotação de 1000 RPM e utilizada, a taxa de aquecimento é menor e a temperatura nunca
chega além de 475°C durante o processo de SPFMM [16].
De acordo com Gerlich[17], no processo de SPFMM da liga Al7075-T6, a fusão local é
determinada pela presença de partículas de segunda fase na chapa do material no estado
como recebido e pelo tempo de ciclo, velocidade de rotação, taxa de aquecimento e tempo
de indentação empregados durante o processo. É sugerido que a fusão local transiente e o
escorregamento da ferramenta ocorrem quando uma combinação de alta taxa de
20
aquecimento e temperaturas excedendo os 475°C facilitam a fusão de partículas de
segunda fase não dissolvidas (fases η, T e S) na chapa de alumínio no estado como
recebido [17]. E, também, a fusão local e escorregamento da ferramenta ocorrem sempre
na interface entre a periferia da ferramenta e a área adjacente da ZM. Quando ocorre a
fusão localizada, a viscosidade do material cai subitamente, deste modo, a taxa de
aquecimento também decairá e, por conseqüência, a temperatura também cairá. Após isso,
o filme liquefeito irá solidificar, então a viscosidade do material, taxa de aquecimento e
temperatura subirão novamente, formando um processo cíclico. Gerlich [17] observou
estas contínuas repetições cíclicas do processo que produzem picos de flutuação de
temperatura durante o período de indentação nas soldas da liga Al7075-T6, como é
mostrado na Figura 13.
Figura 13- Flutuações nos picos de temperatura durante SPFMM com velocidades de
rotação 2500 e 3000 RPM e 4s de tempo de indentação[17].
2.7 Fluxo de material
O fluxo de material durante o processo de SPFMM é bastante difícil de se observar devido
a reduzida área soldada. Su et al [26] observou o fluxo em uma solda dissimilar
Al5754/Al6111, a diferença nas características dos materiais quando atacados por reagente
químico foram utilizadas para avaliação do fluxo de material. Outro material empregado
foi a liga 6061- T6/20% vol. Al
2
O
3
MMC. As partículas de Al
2
O
3
foram usadas para
estimar o fluxo de material [26]. O material MMC (Metal Matrix Composite) foi utilizado
como a chapa superior do processo e, após a operação de soldagem, a distribuição das
21
partículas de Al
2
O
3
foram observadas sendo encontrado que suas posições eram bastante
diferentes daquelas ocupadas na chapa no estado como recebido.
De acordo com Su et al [26], a penetração do pino através da chapa superior forma uma
camada dinamicamente recristalizada na região abaixo do furo remanescente. O material
da chapa superior é movido para baixo, enquanto material da chapa inferior é movido para
cima em movimentos espirais. Além disso, o movimento da ferramenta foi interrompido
em diversos estágios do processo para ser avaliado o estado do fluxo de material nos
diversos estágios de uma solda dissimilar das ligas de alumínio 5754 e 6111, conforme
mostrado na Figura 14.
Figura 14- Diferentes estágios do processo de SPFMM. a) Contato inicial entre as
chapas dissimilares Al 5754/Al 6111. b) Formação de uma zona recristalizada logo na
região de contato com a base inferior do pino. c) Camada de alumínio 5754 (chapa
superior) formada a frente da ponta do pino.
O fluxo de material da chapa superior (AA5754) para baixo através da chapa inferior
(AA2024) ocorre pela concentração de material abaixo da ponta do pino, ou dos ressaltos,
22
quando estes são utilizados. A formação de uma camada à frente da ponta da ferramenta ou
mesmo o material que fica incrustado próximo aos ressaltos, é que leva o material da chapa
superior para dentro da chapa inferior, o que é mostrado na Figura 15.
Figura 15- Material da chapa de Al 5754 preso no ressalto da ferramenta que está
dentro da chapa inferior de Al 2024.
De forma a entender o fluxo de material para a chapa superior, um furo de 0,7 mm foi feito
na chapa inferior de Al6111 e posteriormente preenchido com limalha produzidas pelo
corte por serra de uma chapa de MMC. Desta maneira, o movimento do material para cima
e para fora durante o processo de SPFMM pôde ser observado. A Figura 16 (a) mostra a
atual posição do material marcador, o movimento aparentemente é em espiral, como
mostrado na Figura 16 (b), seguindo os caminhos das partículas de Al
2
O
3
[26].
23
Figura 16- Movimento do material marcador durante o processo. a) Imagem
sobreposta de ambos os lados da solda. b) Movimento das partículas marcadoras
para cima na chapa superior.
O fluxo de material em SPFMM depende, basicamente, do movimento de penetração da
chapa superior na chapa inferior através dos seguintes mecanismos: (i) carregamento de
material plastificado da chapa superior para dentro da chapa inferior pela parte frontal do
pino; (ii) armazenamento do material da chapa superior na raiz do pino; (iii) formação de
uma camada aderida de material da chapa superior na periferia do pino. Desta maneira,
dois padrões de fluxo de material podem ser observados: Um padrão interno e um externo,
conforme Figura 17.
Figura 17- Desenho esquemático mostrando os padrões de fluxo no processo de
SPFMM.
24
O padrão interno é próximo a periferia do pino onde o material da chapa superior é movido
para baixo em direção a chapa inferior com o pino rotativo, enquanto o mesmo desce
através da chapa inferior. O padrão externo é relacionado ao material que movido da chapa
inferior em direção a chapa superior como um fluxo espiral ao redor do pino. Este
comportamento foi observado por Su et al [26], mas diversos autores reportaram as
mesmas variações nos padrões de fluxo [18-33].
O padrão interno de fluxo é associado à formação da chamada zona de mistura, que é
visível especialmente nas soldas dissimilares de SPFMM com pino facetado (Figura 18)
Figura 18- SPFMM entre AA 5754 (chapa superior) e AA 6111 (chapa inferior): (a)
movimento de uma camada aderida de AA 5754 na direção da chapa inferior junto
com o pino, conforme esse penetra na chapa inferior. (2500 RPM, 2,5 mm/s de taxa de
penetração e 2s de tempo de indentação); (b) mistura dissimilar produzida utilizando
um pino facetado (2500 RPM, 2,5 mm/s de taxa de penetração e 0,78 s de tempo de
indentação) [28].
25
Em seu trabalho, Su et al [26] pesquisou os tipos de fluxo de material com e sem a
utilização de um tempo de indentação e pode ser observado que os fluxos se apresentaram
bastante similares. Porém, com a utilização deste tempo de indentação ocorreu uma maior
mistura de material e a zona de mistura ficou maior, conforme pode ser observado na
Figura 19 [28,26].
Figura 19- Perfil da Zona de mistura na solda dissimilar AA 5754/AA 6111 por
SPFMM: (a) sem tempo de mistura e (b) com tempo de mistura de 2s. A velocidade
de rotação foi de 2500 RPM e a taxa de penetração foi de 2,5 mm/s. [34]
2.8 Influência da ferramenta
A ferramenta tem papel fundamental no desempenho da solda. Gerlich et al [21]
investigaram os mecanismos de penetração da ferramenta durante o processo de SPFMM.
Seu trabalho sugere que o mecanismo de penetração da ferramenta na junta sobreposta
ocorre como uma progressão de desgaste.
Valant et al [35], estudou a influência de uma geometria diferente de ferramenta
sobre o fluxo de material e propriedades finais da solda. Através da utilização de três pinos
igualmente espaçados e um ombro, se observou a deformação plástica mais severa no
material. A natureza deste fluxo determina a morfologia final da solda, a microestrutura
resultante e a presença ou ausência de defeitos, tais como defeitos volumétricos. As forças
que causam este fluxo plástico são funções dos parâmetros de processo, incluindo
velocidade de rotação, velocidade de avanço design da ferramenta e ângulo da ferramenta.
Uma pequena variação no formato da ferramenta de soldagem pode modificar a morfologia
da solda e, às vezes, aumentar a resistência da solda em até cinco vezes quando se compara
a um processo que se utiliza a ferramenta convencional de SPFMM [36, 35]. Valant et al
26
[35] utilizou uma nova geometria em um novo equipamento e, em seu trabalho, ele variou
diversos parâmetros para comparar a influência no resultado final da solda e suas
propriedades, quando ambas ferramentas foram empregadas. O novo equipamento consiste
em uma Fresadora vertical CNC que foi controlada por um PC e com servo-motores novos
mais potentes, um novo cabeçote de soldagem e uma nova ferramenta de soldagem que
consiste em um sistema integrado de ombro retrátil com três pinos e um cabeçote,
conforme mostrado na Figura 20.
Figura 20- Sistema integrado composto por ombro retrátil (a) e três pinos (b) [
[[
[35]
]]
].
A utilização deste novo sistema implica em uma melhora na resistência ao cisalhamento
de até cinco vezes em comparação à ferramenta convencional, conforme é mostrado na
Tabela 5.
Tabela 5- Melhora na força máxima cisalhante em comparação à ferramenta
convencional de SPFMM, e a solda ponto por resistência.
Processo
Força Máxima de Cisalhamento (kN)
Solda ponto por resistência [1] 1.811
SPFMM (ferramenta convencional) 2.017
SPFMM (nova ferramenta) 10.142
2.8.1 Penetração da ferramenta em SPFMM para ligas de alumínio
Enquanto em SFMM a penetração da ferramenta não é considerada de primordial
importância para determinação de seus efeitos na solda final, em SPFMM, por causa de sua
reduzida ou mesmo ausente linha de solda, a penetração da ferramenta deve ser
considerada de maneira a avaliar sua influência nas características finais d a solda.
Gerlich et al [21] investigaram a penetração da ferramenta no processo de SPFMM, e foi
encontrado que a penetração da ferramenta em juntas sobrepostas é explicada como uma
progressiva sucessão de eventos de desgaste, desde o desgaste suave até o desgaste severo
27
e, então, desgaste por fusão no material a frente da base da ferramenta. Também foi
encontrado que o desgaste por fusão pode ocorrer abaixo do ombro da ferramenta, quando
for providenciada suficiente penetração na chapa superior durante o processo de SPFMM
[21].
Observa-se que os mecanismos de desgaste iniciam-se logo após o contato da ponta
do pino com a superfície da chapa superior mesmo com uma leve pressão aplicada. Inicia
com desgaste suave, que é caracterizado por cisalhamento plástico e nucleação e
propagação de trincas subsuperficiais. Estas trincas podem aflorar à superfície e criar
partículas de desgaste. De acordo com Zhang e Alpas [citados por Gerlich [21]], quando
uma pressão de 10MPa é alcançada, uma transição de desgaste suave para desgaste severo
ocorre. O desgaste dependerá da natureza do contato entre as superfícies, Su [37] testou
estes dados em um SAE 52100 deslizando sobre uma superfície de alumínio AA6061 a
uma velocidade de 0,4 m/s. Parece que o nível de pressão é excedido durante os primeiros
50 metros na soldagem da liga 6061.
Quando um processo de deformação termicamente ativada promove o
amolecimento do material ao redor do pino, o que ocorre durante o desgaste severo, uma
fina camada de material base irá recobrir a base do pino.
As forças do processo aumentam gradativamente até um pico nomeado F
1
. Após
este pico, as forças decrescem abruptamente, o que sugere que esta perda na força axial
ocorre devido ao desgaste por fusão estar se tornando o fenômeno dominante no material
plastificado imediatamente a frente do pino da ferramenta. No desgaste por fusão,
pequenas camadas (10-20µm de espessura) são envolvidas. A viscosidade será reduzida no
material plastificado em contato na interface e, este material plastificado de baixa
viscosidade será movido para regiões mais frias onde solidificará com a pressão do pino,
aumentando a viscosidade do material novamente. Seguindo este aumento de viscosidade,
ocorrerá novamente o aumento da temperatura e filmes fundidos se formarão novamente
no material plastificado. Ocorre então a perda na força axial quando filmes fundidos
lubrificam as interfaces entre pino e material adjacente plastificado [16-21]. As variações
das forças axiais com a variação da velocidade de rotação podem ser observadas na Figura
21, onde as setas indicam onde se atingem os picos F
1
em cada velocidade de rotação.
28
Figura 21- Efeito da velocidade de rotação na força axial para a liga AA 5754-H12
[37].
2.9 Parâmetros de soldagem
Os processos de solda ponto por fricção envolvem complexa deformação e fluxo de
material. Diversos parâmetros influem no fluxo de material e na formação de perfis de
temperatura que, deste modo, afetam a microestrutura final da solda e, conseqüentemente,
as propriedades mecânicas das mesmas. Partindo-se desta premissa, pode se determinar,
desta maneira, que a qualidade final obtida na solda e seu desempenho quanto a suas
propriedades mecânicas podem ser controlados através do controle rigoroso dos
parâmetros de soldagem. Os principais parâmetros de soldagem são: velocidade de rotação,
profundidade de penetração, tempo de mistura, taxa de penetração e força de penetração
[20-40].
A velocidade de rotação é um parâmetro de processo extremamente importante, já que está
fortemente associado ao aporte térmico durante a soldagem. Entretanto o aporte térmico é
diretamente dependente da condição de rotação da ferramenta, ou seja, se o processo está
em condição de stick (adesão) ou de slip (deslizamento). Na condição de deslizamento,
ocorre uma queda drástica no torque durante o processo, ou seja, a rotação da ferramenta
está em uma velocidade muito maior que a do material adjacente, enquanto que na
condição de adesão, uma quantidade de maior de material é movida [34-42,]. O aumento
29
da velocidade de rotação implica no aumento do aporte térmico, entretanto, este efeito não
tem relevância quanto estamos sob a condição de deslizamento. Segundo Gerlich e Su [16-
42], esta condição de deslizamento da ferramenta é possível devido à ocorrência da fusão
localizada nas regiões adjacentes a ferramenta devido à ocorrência de picos de
temperatura, o que acarretaria na ocorrência destes fenômenos, conforme mostrado
anteriormente na Figura 13.
30
3 Procedimento Experimental
3.1 Diagrama de fluxo do trabalho
De maneira cumprir os objetivos propostos para este trabalho, um programa de trabalho foi
desenvolvido, conforme ilustrado no fluxograma abaixo.
Diagrama 1: Diagrama de fluxo representando o programa de trabalho desenvolvido.
3.2 Material
AA 6181
Foram utilizadas chapas de alumínio com espessura de 1,5 mm do material AA 6181 na
condição T4. A análise da composição química das amostras pode ser observada na Tabela
6.
Tabela 6- Análise de composição química para o material AA 6181 (% em peso).
Elemento Si Fe Mn Mg Cu Cr Ti Zn Al
AA 6181 0,85 0,25 0,09 0,74 0,06 0,01 0,003 0,01 Bal.
AA 6181
Seleção da Ferramenta
Mg AZ31
Soldagem das Amostras
Investigação de
Fluxo de Material
Caracterização
Microestrutural
Seleção de Materiais e Parâmetros
Caracterização das
propriedades mecânicas
31
Mg AZ31
As chapas de magnésio utilizadas foram do material AZ31 com espessura de 1,6 mm. As
chapas utilizadas eram laminadas. A análise de composição química pode ser observada na
Tabela 7.
Tabela 7- Análise de composição química para o material AZ31 (% em peso).
Elemento
Si Fe Mn Al Cu Ni Ag Th Sn Zn Mg
AZ31 0,015
0,007
0,242
2,94
0,002
0,002
0,001
0,103
0,006
0,77
Bal
3.3 Processo SPFMM
3.3.1 Pórtico de Soldagem
As soldas foram produzidas em uma máquina estilo pórtico, situada no instituto GKSS, em
Gessthacht, na Alemanha, mostrada na Figura 22.
Figura 22- Pórtico de soldagem.
A máquina ainda é equipada com um sistema de fixação para ferramentas de 20 mm, ou de
15 mm com um adaptador.
32
3.3.2 Projeto da ferramenta
Para poder ser feita a avaliação da influência da ferramenta sobre as características finais
da solda foram desenvolvidas variações nos perfis do ombro e do pino da ferramenta. Um
total de quatro pinos e três ombros foram produzidos, que combinados resultam em doze
diferentes perfis de ferramenta, conforme mostra a Figura 23. As regiões de interesse
(ombro e pino) de todas combinações estão representadas em detalhe na Figura 24.
Figura 23- Aspecto geral das ferramentas utilizadas.
Figura 24- Diferentes ferramentas utilizadas para as soldas e suas denominações.
Suporte
Ombro
Pino
33
Os três tipos de ombro desenvolvidos foram: ombro côncavo, com duas ranhuras e com
três ranhuras. O sentido de rotação se torna importante para os ombros produzidos com as
ranhuras no sentido de levar o material na direção do pino. A Figura 25 mostra a imagem
dos três ombros.
Figura 25- Imagem mostrando os três tipos de ombro. a) côncavo (Cc), b) duas
ranhuras (2Sc) e c) três ranhuras (3Sc).
Os pinos desenvolvidos foram quatro tipos, desde perfis suaves até perfis mais agressivos,
que garantam misturar mais o material. Os quatro perfis testados foram:
Côncavo: Um perfil bastante suave e tradicional, que não causa influência muito além das
regiões adjacentes;
Com três superfícies planas: Que é um perfil mais agressivo, que deve gerar uma maior
remoção de material e deslocamento de um sítio para outro;
Com três superfícies planas mais um degrau: Este é um perfil que busca aliar a
agressividade das três superfícies planas ao mesmo tempo em que se busca uma maior
suavidade durante a penetração da ferramenta através do degrau;
Com três superfícies planas mais três protuberâncias: Um perfil agressivo, que através das
protuberâncias procura uma maior mistura na ZM.
A Figura 26 mostra a imagem dos pinos em perfil.
a) b) c)
34
Figura 26- Imagem mostrando os pinos projetados para o processo. a) Cilíndrico, b)
três superfícies planas, c) três superfícies planas mais um degrau e d) três superfícies
planas mais três protuberâncias.
3.4 Parâmetros de soldagem
Os parâmetros de soldagem utilizados neste trabalho foram pré-determinados com base nos
parâmetros utilizados encontrados na literatura. Para ambas as ligas foram utilizadas as 12
combinações de ferramentas com duas diferentes matrizes de parâmetros. A matriz de
parâmetros utilizada para as duas ligas pode ser observada na Tabela 8.
Tabela 8- Matriz de parâmetros para as amostras de alumínio e magnésio.
Parâmetro AA 6181-T4 Mg AZ31
Velocidade de Rotação (RPM)
1000, 2000 e 3000 2500 e 3000
Taxa de Penetração (mm/s)
1 1
Tempo de Mistura (s)
2 2
Profundidade de Penetração (mm)
2,2 2,4
Foram realizados seis pontos de solda por condição de soldagem. A máquina foi
programada para utilização com controle de deslocamento. A solda foi realizada em uma
chapa inteiriça, que após a solda foi levada para a oficina para preparação das amostras de
ensaios mecânicos e metalografia. As amostras das pontas foram utilizadas para
35
caracterização metalográfica e as quatro amostras centrais foram utilizadas para os ensaios
de cisalhamento. O desenho esquemático da Figura 27 mostra a montagem das chapas
antes da soldagem e a localização dos pontos de solda na chapa.
Figura 27- Desenho esquemático mostrando a vista superior da montagem das chapas
para realização das soldas ponto.
Solda ponto
3.5 Monitoramento de Força e Torque
As medições de força e torque durante o processo foram adquiridas pelo software da
própria GANTRY machine. As medições foram feitas ininterruptamente e os dados
adquiridos pela máquina foram: Força, torque, tempo de processo, velocidade de rotação e
sentido de rotação.
3.6 Caracterização metalográfica
3.6.1 Material de base
Amostras do material de base foram caracterizadas para avaliação microestrutural prévia.
Foram preparadas amostras das três principais direções do material. As amostras foram
36
embutidas a frio e preparadas conforme procedimento padrão de metalografia. Após a
preparação as amostras de alumínio foram atacadas com o reagente Barker´s, enquanto as
amostras de magnésio foram atacadas com o reagente Picral-Acético (5 mL ácido acético,
6g ácido pícrico, 10 mL de H
2
O e 100 mL de etanol).
3.6.2 Soldas AA6181, Mg AZ31 e amostras de fluxo de material
As amostras soldadas foram secionadas transversalmente e então embutidas a frio para ser
realizada a caracterização metalográfica da seção transversal. Após a preparação, foram
atacadas também com o reagente Barker’s as amostras de alumínio e com o reagente
Picral-Acético (5mL ácido acético, 6g ácido pícrico, 10mL de H
2
O e 100mL de etanol)
para as amostras de magnésio. Foram levadas então a microscopia ótica para ser feita a
caracterização das diferentes zonas formadas na soldagem.
3.7 Caracterização mecânica
3.7.1 Testes de cisalhamento
As quatro amostras do centro da chapa mostrada na Figura 27 foram levadas para a oficina
de onde foram tiradas amostras para os testes de cisalhamento. Para cada condição foram
ensaiadas quatro amostras. Os ensaios seguiram a norma DIN EN ISO 14273:2002 [43].
Para realização do ensaio foi utilizada uma máquina de fuso Schenk-Trebel, que pode ser
observada na Figura 28.
37
Figura 28- Amostra de cisalhamento montada na máquina antes de ser testada.
3.7.2 Caracterização da falha
A caracterização das amostras ensaiadas em cisalhamento foi realizada através lupa
microscópica e microscopia eletrônica de varredura.
3.7.3 Perfis de microdureza
Os perfis de microdureza foram realizados nas mesmas amostras usadas para metalografia.
Foram realizados perfis nas superfícies transversais das amostras a 0,5 mm da superfície
superior da chapa superior, a 1 mm de distância e a 1,5 mm de distância. As cargas
utilizadas foram de 200 gramas-força e o espaçamento entre indentações foi de 0,5 mm.
3.8 Soldagem das amostras de caracterização de fluxo de
material
As amostras soldadas para caracterização de fluxo de material foram montadas na mesma
configuração das amostras soldadas para metalografia (Figura 27). Para observação das
Garras Amostra
38
direções de fluxo de material foi utilizado um terceiro material, no caso cobre, entre as
chapas para se obter um bom contraste e se buscar as direções do fluxo de material. Para
tanto, foram utilizadas as chapas do material AA6181-T4, e entre elas uma chapa fina de
0,5 mm de cobre. A profundidade de penetração foi modificada de modo que se garanta
que ocorra a penetração suficiente da ferramenta até a chapa inferior. Para caracterização
do fluxo de material, foi utilizada uma ferramenta com o ombro fixo, onde se variou
apenas o tipo de pino. O ombro escolhido foi o com três ranhuras, foram utilizados os
quatro tipos de pinos e, ainda, foi utilizada a profundidade de penetração de 3 mm com
velocidade de rotação de 3000 RPM sendo os outros parâmetros mantidos iguais aos
citados na Tabela 8.
3.9 Análise de Dados
A análise de dados levou em conta as condições de soldagem e os resultados obtidos no
ensaio de cisalhamento. Foi utilizada a tabela ANOVA para realizar a análise, o que
permite observar a influência de um parâmetro sobre os demais, ou seja, se existe a
influência de um pino sobre um tipo de ombro e vice versa.
3.9.1 Como funciona a ANOVA
Agora a ANOVA basicamente divide a variabilidade em variabilidade Entre Grupos e
variabilidade Dentro de Grupos, e compara as duas.
Quanto maior for a primeira comparada à segunda, maior é a evidência de que existe
variabilidade entre grupos, ou seja, médias diferentes.
Define-se a soma de quadrados total, SQT, como:
Equação 1
Calculada a partir de todos os dados, em que é a média amostral global.
Note que a estimativa usual de variância de uma amostra é:
Equação 2
39
Podemos dividí-la como:
Equação 3
em que
Equação 4
e é a média amostral do grupo ; e
Equação 5
em que é o tamanho amostral do grupo .
Aqui SQD é utilizado para denotar soma de quadrados dentro de grupo e SQE para a
soma de quadrado entre grupos.
Agora tendo separado a variabilidade, é possível mostrar que podemos obter estimativas
independentes da variância populacional comum a partir destas duas quantidades. Elas
são chamadas de valores quadrados médios, e obtemos as seguintes estimativas:
Equação 6
Equação 7
em que é o número de grupos, e é o tamanho amostral total, aqui 20. Como estas
estimativas de variância são construídas a partir de dois tipos diferentes de variabilidade,
quanto mais elas diferirem, mais evidência existe de diferença nas médias.
A estatística de teste é
Equação 8
e comparamos este valor com uma distribuição F com e graus de liberdade
para obter um -valor.
Observações:
A função Análise de Variância de um fator realiza uma análise de variância simples, que
somente investiga a hipótese de que as médias de várias mostras são iguais. Geralmente a
40
análise é um processo estatístico de que se utiliza para determinar se as médias de duas
mostras ou mais vêm da mesma população. A tabela ANOVA de um fator pede que inclua
a seguinte informação.
• Faixa de entrada. Escreva a referência correspondente à faixa de dados
da planilha que você deseje analisar. A faixa de entrada deve incluir
pelo menos duas faixas juntas, organizadas em colunas (como se vê a
seguir) ou em filas.
• Faixa de saída. Escreva a referência correspondente à célula superior
esquerda da faixa onde você deseja que os resultados apareçam.
41
4 Resultados e discussão
Neste capítulo são apresentados os resultados obtidos na utilização de cada técnica de
análise juntamente com a discussão destes resultados. Para cada técnica de análise
empregada está reservado um subcapítulo de resultados e discussões. Estes serão
apresentados na forma de gráficos, tabelas, figuras e equações teóricas.
4.1 Soldas AA6181 e Mg AZ31
As soldas do alumínio AA 6181 e do magnésio AZ31 foram realizadas com sucesso
através da matriz de parâmetros utilizada. Foi realizada uma inspeção visual das soldas, e
foram registradas imagens do acabamento superficial das mesmas através da lupa de
aumento, conforme se observa na Figura 29, para a liga AA 6181 e na Figura 30 para liga
Mg AZ31.
Figura 29- Imagem do aspecto visual das soldas ponto para a liga AA 6181-T4. As
colunas apresentam soldas com mesmas velocidades de rotação (a ferramenta
utilizada está indicada na própria imagem).
42
Figura 30- Imagem do aspecto visual das soldas ponto para a liga Mg AZ31. As
colunas apresentam soldas com mesmas velocidades de rotação (a ferramenta
utilizada está indicada na própria imagem).
Algumas peculiaridades com relação às soldas puderam ser observadas. Ambas soldas
deixam uma impressão onde se observa a marca do ombro e do pino. Algumas condições
de soldagem utilizadas para o alumínio apresentaram produção de rebarba. O acabamento
superficial apresentado foi bom, com um aspecto polido, embora algumas soldas
aparentemente tiveram uma maior formação de rebarba no material, onde foram
produzidas soldas que na aparência tiveram contato excessivo do ombro da ferramenta com
a superfície. Também pôde ser observado a grande adesão de Mg na ferramenta. A Figura
31 mostra a diferença entre duas diferentes impressões deixadas pela mesma ferramenta.
43
Figura 31-Imagem mostrando duas impressões deixadas pela ferramenta onde foi
usada a mesma ferramenta (F1) e parâmetros e variando a velocidade de rotação. a)
2000 RPM e b) 3000 RPM. Material AA 6181.
Figura 32- Imagem mostrando a formação excessiva de rebarba (região destacada em
vermelho) em uma solda da liga AA 6181. Amostra F3 2000 RPM.
As soldas realizadas no magnésio apresentaram um excelente acabamento superficial, um
estado quase polido na região de contato com o ombro da ferramenta, porém muitas
apresentaram também a produção excessiva de rebarba, conforme é mostrado na Figura 33.
Impressão
deixada
pelo pino
Impressão
deixada pelo
ombro
Rebarba
b) a)
44
Figura 33- Amostras soldadas de magnésio, onde a) se observa um bom acabamento
superficial e b) formação excessiva de rebarba.
4.2 Monitoramento de Força e Torque
As medições de força e torque durante o processo de SPFMM foram realizadas
empregando a célula de carga do próprio equipamento.
4.2.1 AA 6181-T4
As medições mostraram a formação básica de dois picos de força durante cada ciclo do
processo. Gerlich e North [16, 17, 18] denominaram estes picos de F1 e F2, que são os
picos que indicam o início da penetração do pino na chapa superior e o contato do ombro
da ferramenta com da chapa superior. Existe ainda um platô que corresponde ao tempo de
mistura do processo (dwell time). A Figura 34 mostra o pico típico de força obtido do
processo.
b) a)
45
Força
0
1
2
3
4
5
33,6 34,1 34,6 35,1 35,6 36,1 36,6 37,1 37,6
Tempo (s)
Força (kN)
Figura 34- Pico de força obtido para amostra F1-1000RPM onde podem ser
observados os picos F1 e F2 e ainda o platô do tempo de mistura.
A altura máxima dos picos F1 e F2 apresentaram comportamento similar em quase todos
os casos, sendo o pico F2 maior que o pico F1. Houve alguns poucos casos em que o pico
F2 foi de menor e também igual altura que o pico F1. Conforme foi mencionado em
capítulos anteriores, o processo foi realizado através do controle de deslocamento, sendo a
força deste modo uma variável dependente.
De uma maneira geral, os resultados obtidos foram semelhantes. Em todos os casos tanto a
força quanto o torque foram decrescendo com o aumento da velocidade de rotação. A
menor velocidade de rotação envolveu maiores força no processo e, também, maiores
valores de torque. A Figura 35 mostra um gráfico com valores obtidos de torque e força
para o processo de SPFMM com as diferentes ferramentas e velocidades de rotação
utilizadas.
F1
F
2
Tempo de mistura
46
0
5
10
15
20
25
F
1-
10
00
F1-
20
00
F1-
30
00
F2-
10
00
F2-
20
00
F2-3000
F3-1000
F3
-
200
0
F
3-
30
00
F4-1000
F4
-
200
0
F
4-
30
00
F5-
10
00
F5-
20
00
F5-
30
00
F6-
10
00
F6-2000
F6-3000
F7-
10
00
F7-2000
F7-3000
F8
-
100
0
F
8-
20
00
F8-
30
00
F9-
10
00
F9-
20
00
F9-
30
00
F1
0
-
1
0
00
F
10
-
2000
F10-3000
F11-1000
F11-2000
F11-
3
000
F12-
1
000
F1
2
-
2
0
00
F
12
-
3000
Ferramenta /Velocidade de Rotação (RPM)
Força (kN) Torque (N.m)
F1 (kN) F2 (kN) Torque (N.m)
Figura 35- Gráfico mostrando os valores obtidos de torque e força (picos F1 e F2)
para o processo de SPFMM.
O valor do torque durante o processo determina que regime predomina no processo. Uma
condição de “stick” ou “slip”, ou seja, a condição de deslizamento ou de emplastramento
do material ao redor da ferramenta rotativa. De acordo com alguns autores [44-46], as
condições de emplastramento/deslizamento modificarão o tamanho da região deformada ao
redor da ferramenta. O aumento da velocidade de rotação ocorre uma tendência de se
diminuir a quantidade de material misturado nas regiões adjacentes ao pino. Este aumento
de rotação que deveria causar o aumento do torque tem um limite, que é considerado
quando ocorre a troca de regime de emplastramento para deslizamento do material na
ferramenta. Quando estamos em regime de deslizamento, ou slip, ou mesmo quando ocorre
a chamada “derrapagem da ferramenta” de acordo com Gerlich [47], ocorre uma queda
brusca no torque devido à formação de um filme ao redor da ferramenta. Este filme
apresenta uma baixa viscosidade, deste modo apresentando um menor coeficiente de
fricção, o que faz com que uma menor quantidade de material seja deformada pela ação da
ferramenta.
O pino A apresentou os maiores valores de força que os outros pinos na combinação com
os ombros 2Sc e 3 Sc, sendo uma exceção a combinação com o ombro côncavo. Esta maior
força axial era esperada devido ao fato da seção transversal deste pino ser maior que a dos
47
outros pinos, o que implicaria em uma força maior para penetração nas chapas. No caso do
ombro côncavo, como o ombro deixa um espaço para armazenar o material que é expelido
pela penetração do pino os valores de força envolvidos foram bastante semelhantes, com o
pino D apresentando os menores valores dentre os quatro tipos de pino.
Os valores reduzidos de força obtidos em altas velocidades de rotação indicam que a
condição de deslizamento também tem certa influência na força axial, ou seja, uma maior
velocidade de rotação pode facilitar a penetração da ferramenta no material.
Adicionalmente a utilização de menores velocidade de rotação aumentaria a região
plastificada aumentando, neste caso, a área soldada.
A influência da ferramenta sobre o torque durante o processo foi bastante diferenciada.
Conforme foi dito antes, o aumento da velocidade de rotação implicou em redução linear
no torque do processo. Os dados abaixo foram obtidos fixando-se uma das partes da
ferramenta intercambiável (ombro ou pino) e variando-se a outra parte, para se obter dados
individuais do pino ou do ombro.
Ombro fixo:
Côncavo Cc
0
5
10
15
20
25
A1000 A2000 A3000 B1000 B2000 B3000 C1000 C2000 C3000 D1000 D2000 D3000
Ferramenta
Força (kN) Torque (N.m)
F1 (kN)
F2 (kN)
Torque
(N.m)
Figura 36- Diagrama mostrando a relação entre os pinos e respectivas velocidades de
rotação, se fixando ombro côncavo da ferramenta.
48
2 Ranhuras 2Sc
0
5
10
15
20
25
A1000 A2000 A3000 B1000 B2000 B3000 C1000 C2000 C3000 D1000 D2000 D3000
Ferramenta
Força (kN) Torque (N.m)
F1 (kN)
F2 (kN)
Torque
(N.m)
Figura 37- Diagrama mostrando a relação entre os pinos e respectivas velocidades de
rotação, se fixando ombro com duas ranhuras da ferramenta.
3 Ranhuras 3Sc
0
5
10
15
20
25
A1000 A2000 A3000 B1000 B2000 B3000 C1000 C2000 C3000 D1000 D2000 D3000
Ferramenta
Força (kN) Torque (N.m)
F1 (kN)
F2 (kN)
Torque
(N.m)
Figura 38- Diagrama mostrando a relação entre os pinos e respectivas velocidades de
rotação, se fixando ombro com três ranhuras da ferramenta.
A influência dos diferentes ombros das ferramentas sobre o torque está indicada na Figura
39.
49
1000 RPM
0
5
10
15
20
25
30
Pino A Pino B Pino C Pino D
Pino
Torque (N.m)
Ombro Cc
Ombro 2Sc
Ombro 3Sc
Figura 39- Relação entre o torque produzido de acordo com as diferentes ferramentas
utilizadas.
Pode ser percebido que para o ombro côncavo os perfis dos pinos B e C produzem maiores
torques durante o processo. Ainda pode ser observado que o pino cilíndrico produz o maior
torque para os ombros com ranhuras. Para os pinos B e C, que apresentam perfis
semelhantes, os maiores valores de torque foram obtidos com a combinação com o ombro
côncavo. Já para o pino D, as três combinações apresentaram valores de torque
semelhantes. Foi utilizada a velocidade de rotação de 1000 RPM devido ao fato de ser o
maior torque obtido entre as três velocidades utilizadas em todos os casos.
Pino Fixo
50
Pino A
0
5
10
15
20
25
Cc1000 Cc2000 Cc3000 2Sc1000 2Sc2000 2Sc3000 3Sc1000 3Sc2000 3Sc3000
Ferramenta
Força (kN) Torque (N.m)
F1 (kN)
F2 (kN)
Torque (N.m)
Figura 40- Imagem mostrando a relação entre diferentes ombros e respectivas
velocidades de rotação, se fixando o pino A.
Pino B
0
5
10
15
20
25
30
Cc1000 Cc2000 Cc3000 2Sc1000 2Sc2000 2Sc3000 3Sc1000 3Sc2000 3Sc3000
Ferramenta
Força (kN) Torque (N.m)
F1 (kN)
F2 (kN)
Torque (N.m)
Figura 41- Imagem mostrando a relação entre diferentes ombros e respectivas
velocidades de rotação, se fixando o pino B.
51
Pino C
0
5
10
15
20
25
Cc1000 Cc2000 Cc3000 2Sc1000 2Sc2000 2Sc3000 3Sc1000 3Sc2000 3Sc3000
Ferramenta
Força (kN) Torque (N.m)
F1 (kN)
F2 (kN)
Torque (N.m)
Figura 42- Imagem mostrando a relação entre diferentes ombros e respectivas
velocidades de rotação, se fixando o pino C.
Pino D
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
Cc1000 Cc2000 Cc3000 2Sc1000 2Sc2000 2Sc3000 3Sc1000 3Sc2000 3Sc3000
Ferramenta
Força (kN) Torque (N.m)
F1 (kN)
F2 (kN)
Torque (N.m)
Figura 43- Imagem mostrando a relação entre diferentes ombros e respectivas
velocidades de rotação, se fixando o pino D.
A Figura 44 mostra a influência do pino para as amostras de 1000 RPM.
52
1000 RPM
0
5
10
15
20
25
30
Cc-1000 2Sc-1000 3Sc-1000
Ombro
Torque (N.m)
Pino A
Pino B
Pino C
Pino D
Figura 44- Relação entre o torque produzido de acordo com as diferentes ferramentas
utilizadas.
A influência do pino sobre o torque também pôde ser observada. Pôde ser observada uma
tendência semelhante para os pinos B e C, que são os que apresentam geometrias mais
semelhantes. Os pinos A e D mostraram uma tendência levemente semelhante, porém o
pino A apresentou um aumento gradativo bem maior que o observado no pino D.
Foi medida também a área abaixo da curva torque versus tempo, que indica a energia
utilizada no processo. Esperava-se que uma maior energia gerada no processo promovesse
uma camada de ligação (CL: espessura medida desde o furo remanescente até o final da
interface entre as duas chapas), o que geraria uma maior resistência mecânica. Entretanto,
não foi observada como via de regra esta hipótese. A Figura 45 mostra a curva típica da
variação do torque no processo com relação ao tempo de processo, e a Figura 46 mostra a
relação entre os valores obtidos de CL e a energia gerada no processo.
53
Torque
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37
Tempo (s)
Torque (N.m)
Figura 45-Curva torque vs tempo de processo para a amostra F7- soldada com 1000
RPM.
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
500
F
1-10
00
F
1-2
000
F
1-30
00
F
2-1
000
F
2-20
00
F
2-3
000
F
3-1
000
F
3
-2000
F
3-3
000
F
4
-1000
F
4-2000
F
4
-3000
F
5-100
0
F
5
-2000
F
5-300
0
F6-1000
F
6-200
0
F
6-3000
F
7-100
0
F
7-200
0
F
7-300
0
F
8-100
0
F
8-20
00
F
8-300
0
F
9-10
00
F
9-200
0
F
9-30
00
F
10
-100
0
F
10
-200
0
F
1
0-300
0
F
11
-100
0
F
1
1-200
0
F
11
-300
0
F
1
2-1000
F
12
-200
0
F12-3000
Ferramenta/ Velocidade de Rotacao
Energia (W) BLL(µm)
BLL Energia
Figura 46- Valores obtidos de CL e suas respectivas energias alcançadas durante o
processo.
North e Su [30], e também Tier [48], destacam que a velocidade de rotação desenvolve um
importante papel no desempenho mecânico das juntas soldadas. Deste modo, é possível
que o aporte de energia tenha também uma forte correlação com o desempenho mecânico.
Assumindo que toda a energia mecânica aplicada durante o processo resulte em energia
térmica, Su e North [30] apresentam a seguinte equação para SPFMM:
54
Equação 9
Onde “Q
applied
” é a energia térmica resultante do processo, “Force” é a forca axial aplicada
devido ao movimento vertical da ferramenta, “X” é a profundidade de penetração da
ferramenta, “Torque” é o torque associado a rotação da ferramenta, “ω” é a velocidade
angular da ferramenta (rad/s) e “∆t” é o tempo de processo.
De acordo com Su e North [30] para a solda SPFMM da liga AA6061-T6 a quantidade de
energia térmica para a segunda parte da equação é aproximadamente 200 vezes maior que
a energia associada à primeira parte da equação. Deste modo, pode-se assumir que a
primeira parte da equação é irrelevante e pode ser eliminada. Portanto, a equação de uma
maneira simplificada pode ser escrita da seguinte forma:
Equação 10
Também no trabalho de Su e North [30] foi observada a redução do torque máximo
alcançado no processo quando se utiliza maiores velocidades de rotação. Os autores
atribuem tal fenômeno a redução da viscosidade do material em altas rotações. Deste modo
assume-se que o termo “Torque. ω” da equação 2 é quase uma constante e, então, é possível
concluir que a principal variável que afeta o aporte térmico de energia é o tempo de
processo. Como o tempo de processo não foi variado nos ensaios realizados, pois se
buscava tempos curtos de processo equivalentes aos tempos estimados para a solda ponto
por resistência, essa variação não pode ser observada.
4.2.2 Mg AZ31
Para o magnésio as medições apontaram valores mais baixos de torque em comparação
com o alumínio, isso pode ser associado a mais baixa resistência mecânica do material.
Não foram observadas diferenças relevantes entre os dois valores empregados de
velocidade de rotação, provavelmente devido a pouca diferença de velocidade.
55
Velocidades mais baixas de rotação foram testadas sem sucesso, não se obtendo a
consolidação da solda. A Figura 47 mostra um exemplo da evolução da força durante o
processo de soldagem por SPFMM do magnésio.
Força
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
3,5
4
4,5
5
18,34 18,84 19,34 19,84 20,34 20,84 21,34 21,84 22,34 22,84
Tempo (s)
Força (kN)
Figura 47- Evolução da força durante o processo de soldagem por SPFMM do
magnésio AZ31 onde se observa os picos F1 e F2 e o tempo de mistura (dwell time).
Amostra F5-3000 RPM.
Os valores obtidos de forças e torques medidos durante o processo para a soldagem da liga
de magnésio foram dispostos em um gráfico observado na Figura 48.
F1
F
2
Tempo de mistura
56
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
F1-
25
00
F1
-30
00
F
2-2500
F2-3000
F3-2500
F3-
30
00
F
4-2500
F4-3000
F
5-2500
F5-3000
F6-2500
F6-
30
00
F
7-2500
F7-3000
F8-2500
F8-
30
00
F9-2500
F9-
30
00
F10-
2
500
F
10
-
3000
F11
-
2500
F11-3000
F12-
2
500
F1
2
-
3
00
0
Ferramenta
Força (kN) Torque (N.m)
F1 (kN) F2 (kN) Torque (N.m)
Figura 48- Valores máximos de força e torque obtidos na soldagem de magnésio.
Os dados a seguir relacionam os valores dos torques e forças do processo mantendo-se o
ombro fixo:
Côncavo Cc
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
A2500 A3000 B2500 B3000 C2500 C3000 D2500 D3000
Pino
Força (kN) Torque (N.m)
F1 (kN)
F2 (kN)
Torque
(N.m)
Figura 49- Diagrama mostrando a relação entre os pinos e respectivas velocidades de
rotação, se fixando ombro côncavo da ferramenta.
57
2 Ranhuras 2Sc
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
F5-2500 F5-3000 F6-2500 F6-3000 F7-2500 F7-3000 F8-2500 F8-3000
Pino
Força (kN) Torque (N.m)
F1 (kN)
F2 (kN)
Torque
(N.m)
Figura 50- Diagrama mostrando a relação entre os pinos e respectivas velocidades de
rotação, se fixando ombro com duas ranhuras da ferramenta.
3 Ranhuras 3Sc
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
A2500 A3000 B2500 B3000 C2500 C3000 D2500 D3000
Pino
Força (kN) Torque (N.m)
F1 (kN)
F2 (kN)
Torque
(N.m)
Figura 51- Diagrama mostrando a relação entre os pinos e respectivas velocidades de
rotação, se fixando ombro com três ranhuras da ferramenta.
Diferentemente do alumínio, os valores não seguiram um padrão. Foi estabelecida, então,
uma relação entre torques e forças medidos durante o processo mantendo-se os pinos das
58
ferramentas constantes, e variando-se o ombro. Para tentar estabelecer se existe algum
padrão nestas relações. A Figura 52 mostra o efeito do ombro sobre o torque produzido.
1000 RPM
0
1
2
3
4
5
6
7
8
Pino A Pino B Pino C Pino D
Pino
Torque (N.m)
Ombro Cc
Ombro 2Sc
Ombro 3Sc
Figura 52- Relação entre o torque produzido de acordo com as diferentes ferramentas
utilizadas.
Neste caso pode-se observar um comportamento similar entre os ombros que apresentam
duas e três ranhuras helicoidais. Onde se percebeu valores mais altos de torque para os
perfis de pinos B e C, que eram os mais semelhantes entre si, o ombro côncavo mostrou
um comportamento contrário, apresentando menores valores de torque para as
combinações com os perfis de pino B e C. Muito provavelmente a quantidade de material
preso à ferramenta vai modificar os valores produzidos de torque durante o processo, desta
forma, os melhores perfis a serem escolhidos para a produção das soldas serão os perfis
que impedirem a aderência do material na ferramenta. O pino D é um caso típico de perfil
indesejado para estes casos, pois os três prolongamentos do pino que no alumínio são
interessantes para capturar material da chapa superior e misturá-lo ao material da chapa
inferior atuam neste caso como um local onde o magnésio adere e fica. Não sendo
misturado com a chapa inferior.
59
Pino A
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
Cc2500 Cc3000 2Sc2500 2Sc3000 3Sc2500 3Sc3000
Ombro
Força (kN) Torque (N.m)
F1 (kN)
F2 (kN)
Torque (N.m)
Figura 53- Diagrama mostrando a relação entre diferentes ombros e respectivas
velocidades de rotação, se fixando o pino A.
Pino B
0
1
2
3
4
5
6
7
8
Cc2500 Cc3000 2Sc2500 2Sc3000 3Sc2500 3Sc3000
Ombro
Força (kN) Torque (N.m)
F1 (kN)
F2 (kN)
Torque (N.m)
Figura 54- Diagrama mostrando a relação entre diferentes ombros e respectivas
velocidades de rotação, se fixando o pino B.
60
Pino C
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
Cc2500 Cc3000 2Sc2500 2Sc3000 3Sc2500 3Sc3000
Ombro
Força (kN) Torque (N.m)
F1 (kN)
F2 (kN)
Torque (N.m)
Figura 55- Diagrama mostrando a relação entre diferentes ombros e respectivas
velocidades de rotação, se fixando o pino C.
Pino D
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
Cc2500 Cc3000 2Sc2500 2Sc3000 3Sc2500 3Sc3000
Ombro
Força (kN) Torque (N.m)
F1 (kN)
F2 (kN)
Torque (N.m)
Figura 56- Diagrama mostrando a relação entre diferentes ombros e respectivas
velocidades de rotação, se fixando o pino D.
A força apresentou picos F1 menores que F2 na maioria das vezes. Porém, também houve
casos de pico F1 igual ou maior que F2, assim como aconteceu para o alumínio. Uma
tendência que não se observou para o magnésio e ficou bastante marcante para o alumínio
61
foi o decréscimo quase linear do torque com o aumento da velocidade de rotação. Este
comportamento aleatório pode ser explicado pela característica do material de emplastar na
ferramenta. Os valores obtidos de torque máximo foram dispostos em diagramas para
tentar obter alguma relação entre a ferramenta e o torque produzido. A Figura 57 mostra o
efeito do ombro no torque e a mostra o efeito do pino.
1000 RPM
0
1
2
3
4
5
6
7
8
Cc-1000 2Sc-1000 3Sc-1000
Ombro
Torque (N.m)
Pino A
Pino B
Pino C
Pino D
Figura 57- Relação entre o torque produzido de acordo com as diferentes ferramentas
utilizadas.
Novamente neste caso os perfis mais semelhantes mostram comportamentos similares. A
combinação dos pinos A e D com o ombro côncavo produziram os torques mais altos
juntamente com as combinações dos pinos B e C com o ombro com três helicóides.
4.3 Caracterização metalográfica
4.3.1 AA 6181
As seções transversais preparadas para metalografia foram atacadas com o reagente
Barker’s para poder ser feita a sua observação em microscopia ótica. As macrografias
destas amostras podem ser observadas nas figuras que seguem e estão dispostas de acordo
com a ferramenta utilizada.
62
Figura 58- Macrografia das amostras soldadas nas três velocidades de rotação com a
ferramenta F1.
Figura 59- Macrografia das amostras soldadas nas três velocidades de rotação com a
ferramenta F2.
63
Figura 60- Macrografia das amostras soldadas nas três velocidades de rotação com a
ferramenta F3.
Figura 61- Macrografia das amostras soldadas nas três velocidades de rotação com a
ferramenta F4.
As imagens da Figura 58 até a Figura 61 mostram os resultados obtidos nas macrografias
realizadas para amostras soldadas utilizando-se o ombro côncavo e as quatro variedades de
pino. O que se pode observar é que a região côncava do ombro é preenchida por material
expelido da junta. Por isso se observa um ressalto nas bordas no furo remanescente. A
64
largura da zona de mistura foi maior para amostras soldadas em menores velocidades de
rotação, seguindo o mesmo princípio da SPFMMPFR e da SFMM. A condição de contato
entre a ferramenta e a junta (emplastramento ou deslizamento) que determinam a
quantidade de material envolvido no processo.
Figura 62-Macrografia das amostras soldadas nas três velocidades de rotação com a
ferramenta F5.
Figura 63- Macrografia das amostras soldadas nas três velocidades de rotação com a
ferramenta F6.
65
Figura 64- Macrografia das amostras soldadas nas três velocidades de rotação com a
ferramenta F7.
Figura 65- Macrografia das amostras soldadas nas três velocidades de rotação com a
ferramenta F8.
As imagens da Figura 62 até a Figura 65 mostram os resultados obtidos nas macrografias
realizadas para amostras soldadas utilizando-se o ombro com duas espirais e as quatro
variedades de pino. O ressalto que aparecia nas bordas do furo não foi observado neste
66
caso, onde o ombro tem um perfil mais plano. Novamente as amostras que foram soldadas
em maiores velocidades de rotação apresentaram uma menor zona de mistura, entretanto,
com maiores velocidades de rotação que se obtiveram as maiores camadas de ligação.
Figura 66-Macrografia das amostras soldadas nas três velocidades de rotação com a
ferramenta F9.
Figura 67-Macrografia das amostras soldadas nas três velocidades de rotação com a
ferramenta F10.
67
Figura 68- Macrografia das amostras soldadas nas três velocidades de rotação com a
ferramenta F11.
Figura 69- Macrografia das amostras soldadas nas três velocidades de rotação com a
ferramenta F12.
As imagens da Figura 66 até a Figura 69 mostram os resultados obtidos nas macrografias
realizadas para amostras soldadas utilizando-se o ombro com três espirais e as quatro
variedades de pino. As mesmas tendências observadas para amostras soldadas com ombro
de duas espirais foram observadas para as amostras soldadas com o ombro de três espirais.
Os valores de comprimento da camada de ligação foram dispostos em um gráfico para
68
poder ser avaliada a influência das diferentes ferramentas e velocidades de rotação sobre o
comprimento desta camada.
A Figura 70 mostra que o ombro côncavo produziu as soldas com as menores larguras de
CL dentre os três ombros utilizados. Provavelmente a cavidade côncava é preenchida com
material da chapa superior, aliviando a pressão da região da interface, o que pode fazer
com que naquela região ocorra menor plastificação de material. Os pinos apresentaram
diferentes comportamentos com relação aos diferentes ombros, o pino A, por exemplo,
apresentou à menor largura de CL dentre todas as ferramentas quando utilizado com o
ombro côncavo, porém, quando utilizado juntamente com o ombro de três espirais, obteve
o maior valor de CL. Isto dá indícios da interação entre o ombro e o pino da ferramenta.
Ou seja, uma combinação pode ser benéfica enquanto a outra não.
0
500
1000
1500
2000
2500
F
1-
1
000
F
1-
2
000
F
1-
3
000
F2
-
1000
F2-2000
F2-3000
F3
-
1
000
F3
-
2
000
F3
-
30
00
F
4-
1
000
F
4-
2
000
F
4-
3
000
F5
-
1000
F5
-
2000
F5
-
3000
F6
-
1
000
F6
-
2
000
F6
-
3
000
F
7-1000
F
7-
2
000
F
7-
3
000
F8
-
1000
F8
-
2000
F8
-
3000
F
9-
1
000
F
9-
2
000
F9
-
3
000
F
10-1000
F
10-2000
F
10-3000
F1
1-
1000
F1
1-
2000
F1
1-
3000
F
12-1000
F1
2-2000
F1
2-3000
Ferramenta/ Velocidade de Rotação
CL (µm)
Camada de Ligação (µm)
Figura 70- Valores obtidos de CL para amostras soldadas de alumínio. Os valores
foram medidos nas amostras de metalografia. As linhas vermelhas separam os
diferentes ombros utilizados.
As macros apresentam basicamente a formação de três diferentes zonas na solda. A Zona
de mistura (ZM), ou zona de mistura, formada logo abaixo da região de contato do ombro
da ferramenta com a chapa superior. Uma região adjacente a ZM chamada Thermo
Mechanically Affected Zone, ou região termo-mecanicamente afetada (ZTMA), que é uma
região onde se observa grãos deformados ou mesmo parcialmente recristalizados. É uma
região onde os efeitos do pino e do ombro não são tão fortes quanto na ZM. Existe ainda,
69
mesmo que não se observe através da macrografia, a presença de uma zona termicamente
afetada (ZTA), que é a zona onde apenas a influência dos gradientes de temperatura
formados no processo tem relevância. A Figura 71 mostra as diferentes zonas observadas
na macrografia.
Figura 71- Imagem mostrando as diferentes zonas da solda observadas em
microscopia ótica. Ferramenta F7, 1000 RPM.
Z. Feng [14] atribui a resistência mecânica da solda à largura da camada de ligação (CL).
A camada de ligação é a coroa circular que se forma após a solda ser consolidada e que
será a região efetiva que suportará os carregamentos. A Figura 72 mostra diferentes
espessuras de CL formadas com uma mesma ferramenta, porém com velocidades de
rotação diferentes.
1
2
3
ZM
ZTMA
CL CL
MB
ZTA
70
Figura 72- A imagem mostra corpos de prova soldados com a mesma ferramenta
(F11), porém com velocidades de rotação diferentes, onde pode ser percebida a
diferença de espessuras de CL. a) 1000 RPM e b) 3000 RPM.
De uma maneira geral, as espessuras de CL aumentaram com o aumento da velocidade de
rotação. De onde pode se esperar, também, que serão obtidos maiores valores de
resistência mecânica para estas condições de soldagem. Mishra et al [49] encontrou baixos
valores de CL em seu trabalho utilizando velocidades de rotação de 1500- 3000 RPM na
soldagem da liga AA 5754. Entretanto, sugere que valores maiores de CL podem ser
obtidos através da modificação da geometria da ferramenta e dos parâmetros de processo.
desta forma, acredita-se que o aumento da velocidade de rotação, mesmo reduzindo o
tamanho da ZM, pode acarretar em maiores espessuras de CL. Adison et al [20], verificou
em seu trabalho efeito semelhante, para maiores velocidades de rotação se obteve maiores
forças cisalhantes no ensaio de cisalhamento, assim como a região soldada foi maior.
Aparentemente, a utilização de maiores velocidades de rotação ocasiona um maior fluxo de
material da chapa inferior para a chapa superior aumentando, deste modo, a região soldada.
Para uma melhor a avaliação desta correlação, medições de temperatura devem ser feitas
na região de interface e caracterizações de fluxo de material de amostras soldadas com
diferentes velocidades de rotação devem ser feitas. Estes pontos devem ser desenvolvidos
em trabalhos futuros.
Foram realizadas imagens das amostras nas regiões indicadas na Figura 71. A Figura 73
mostra a região 1 em magnificações diferentes, onde pode ser observada a ZM, com seus
grãos recristalizados e também os grãos deformados da ZTMA.
a)
b)
CL
CL
71
Figura 73- Imagem mostrando a micrografia da região 1, onde pode ser observada a
ZM do material. a) Menor aumento e b) maior aumento. Amostra F4-2000 RPM.
A Figura 74 mostra a região da interface entre a chapa superior e inferior (região 2), onde
pode ser observado detalhadamente a deformação característica dos grãos da ZTMA.
Figura 74- Imagem mostrando a microestrutura da região 2, onde se observa os grãos
deformados da ZTMA, a interface entre as chapas inferior e superior e ainda uma
parte da ZM. Amostra F4-2000 RPM.
A Figura 75 mostra a mesma foto anterior com o efeito de negativo de fotografia aplicado
à imagem, o que contrasta melhor o contorno de grão e onde podemos observar bem a
variação do tamanho e forma do grão de acordo com a região da solda.
ZM
ZTMA
ZM
a b
ZTMA
SZ
72
Figura 75- Mesma imagem anterior com efeito de negativo para realçar o contraste
dos grãos. Amostra F4-2000 RPM.
A distinção entre as diferentes zonas é gradual, deste modo se torna difícil delinear a
posição exata de cada uma delas. A observação da ZTA é facilitada através de ensaios de
perfis de microdureza. A microestrutura do material de base (BM) pode ser observada na
Figura 76. Pode-se perceber a clara diferença entre a microestrutura da ZM (Figura 77) e
do BM, onde podemos encontrar no BM partículas de segunda fase alongadas em forma de
bastão, e grãos maiores, enquanto na ZM os grãos e as partículas de segunda fase,
provavelmente quebrados devido à alta energia de deformação presente no processo, são
menores.
73
Figura 76- Micrografias do material de base (MB) mostrando partículas de segunda
fase alongadas, com orientação preferencial e grãos poligonais. Amostra F4-2000
RPM.
Figura 77- Micrografia da zona de mistura (ZM). Nesta figura se observa os grãos
recristalizados e as partículas de segunda fase quebradas e de menor tamanho, sem
orientação preferencial. Amostra F4-2000 RPM.
Na região 3, mostrada na Figura 71, pode ser percebida a presença das três zonas, ZM,
ZTMA e BM.
74
Figura 78- Imagem da região 3, mostrando a presença das três zonas da solda.
Acredita-se que existe a presença de uma ZTA entre o material base e a ZTMA.
Amostra F4-2000.
4.3.2 Mg AZ31
As seções transversais preparadas para metalografia foram atacadas com o reagente Picral-
Acético (5mL ácido acético, 6g ácido pícrico, 10mL de H
2
O e 100mL de etanol) para
poder ser feita a sua observação em microscopia ótica e lupa microscópica. Provavelmente
devido a utilização de velocidades de rotação de valores próximos (2500 e 3000 RPM), os
resultados não apresentaram grande variação entre si. Deste modo, somente será mostrado
uma macrografia para apresentar as diferentes zonas formadas. A Figura 79 mostra as
diferentes zonas formadas na soldagem das chapas de alumínio, assim como a forte
deformação e formação de cavaco que ocorreu em grande parte das amostras da liga AZ31
soldadas por SPFMM.
MB
ZTMA
SZ
75
Figura 79- A figura mostra as zonas formadas na soldagem das amostras de Mg e as
regiões de análise de micrografia (1, 2 e 3). A elipse maior mostra a região de grande
deformação na chapa superior enquanto a elipse menor mostra a formação de
rebarba. Amostra F8, 3000 RPM.
A microestrutura do material de base mostrou grãos equiaxiais, com partículas de segunda
fase dispersas. Ainda foi observada a formação de maclas de deformação, que podem ser
orginadas nas etapas de preparação metalográfica. A microestrutura do material de base é
mostrada na Figura 80 e na Figura 81.
Figura 80- Micrografia do material de base, mostrando os grãos equiaxiais e
partículas de segunda fase dispersas. Amostra F8, 3000 RPM.
1
2
3
76
Figura 81-Micrografia do material de base em maior aumento, onde se percebe além
das partículas de segunda fase dispersas, a formação de maclas de deformação.
Amostra F8, 3000 RPM.
A região 1 (Figura 79) é uma região que não foi percebida em todas as soldas, já que é um
local de contato da parte lateral do ombro da ferramenta com o núcleo do material. A
microestrutura desta região não foi muito afetada, embora os grãos sofram alguma
distorção devido ao fluxo de material, pois não é uma região de alta energia como a região
adjacente ao pino da ferramenta. A Figura 82 e a Figura 83 mostram a micrografia
realizada nesta região. Não foi observada também uma grande diferença entre os diferentes
perfis de ferramenta. Provavelmente, o material que adere na ferramenta durante a
soldagem do magnésio causa esta influência na soldagem deste tipo de liga.
30 µm
77
Figura 82- Micrografia da região 1. Amostra F8, 3000 RPM.
Figura 83- Micrografia da região 1 em maior aumento. Amostra F8, 3000 RPM.
A região 2 (Figura 79) apresentou grãos recristalizados devido a alta energia mecânica e
térmica originada na mesma. A Figura 84 mostra a região 2 na mesma magnificação da
figura anterior, onde pode ser percebida a diferença no tamanho de grão.
78
Figura 84- Micrografia da região 2, onde se percebe a grande diferença no tamanho
de grão. Amostra F8, 3000 RPM.
A região 3 (Figura 79) consiste na parte situada entre as 3 protuberâncias da pino de três
superfícies planas mais três dentes (ferramenta F8). Esta região acolhe material plastificado
que é movido pelo dente da ferramenta. Apresenta grãos recristalizados, pois também é
uma região de alta energia de deformação e temperatura. Isto devido ao fluxo de material e
térmico por estar na periferia do pino da ferramenta. A Figura 85 e a Figura 86 mostram a
microestrutura desta região.
79
Figura 85- Micrografia da região 3(elipse vermelha). Amostra F8, 3000 RPM.
Figura 86- Micrografia da região 3 em maior aumento, mostrando a interface.
Amostra F8, 3000 RPM.
80
4.3.3 Fluxo de material
Para as amostras de fluxo de material foi variado apenas o pino da ferramenta. O ombro e
os outros parâmetros de soldagem foram mantidos constantes, foi utilizada uma velocidade
de rotação de 3000 RPM (a que produziu na média uma maior CL), profundidade de
penetração de 3 mm e taxa de penetração de 1 mm/s. As amostras foram preparadas da
mesma forma que amostras de metalografia. Foram observadas sem ataque químico para
poder se obter uma idéia de visualização do fluxo de material. A Figura 87 mostra a macro
para o corpo de prova soldado com a ferramenta F9.
Figura 87- Macrografia mostrando amostra soldada para visualização do fluxo de
material. Ferramenta F9.
O contraste entre o cobre e o alumínio possibilita a visualização de uma parte do fluxo de
material, porém, o processo é tridimensional, deste modo vamos obter uma estimativa
parcial das características deste fluxo. A Figura 88 e a Figura 89 mostram a direção do
fluxo de material, assim como é possível observar grande quantidade de cobre não
misturado presente na região abaixo do pino, o que indica que este material foi em grande
parte comprimido até chegar àquela região.
81
Figura 88- Detalhe mostrando a direção do fluxo de material no processo. As setas
indicam para onde se dá o transporte de material.
Figura 89- Detalhe mostrando o fluxo de material na região abaixo do pino da
ferramenta, onde se observa grande concentração de cobre não misturado ao
alumínio. Ferramenta F9.
82
Figura 90- Macrografia mostrando amostra soldada para visualização do fluxo de
material. Ferramenta F10.
Nesta amostra, não se percebe tanta concentração de cobre na região abaixo do pino,
também se percebe que a quantidade de cobre que foi apenas movido para baixo é menor.
A Figura 91 e a Figura 92 mostram algumas indicações de direção de fluxo de material
nesta amostra com um maior aumento.
Figura 91- Detalhe mostrando a direção do fluxo de material no processo. As setas
indicam para onde se dá o transporte de material. Ferramenta F10.
83
Figura 92- Detalhe em maior aumento mostrando o fluxo em ambos os lados da
metalografia. Ferramenta F10.
Na ferramenta F11, como o pino apresenta um pequeno degrau, acarreta em uma maior
pressão de contato nas chapas. Neste caso pode ser observada uma maior quantidade de
cobre subindo para chapa superior. A quantidade de cobre armazenado abaixo do pino é
menor que em todos os outros tipos de ferramenta. O perfil do fluxo muda um pouco, em
algumas regiões parecendo apresentar deslocamento em helicóides. A Figura 93 mostra
uma visão geral da macro e a Figura 94 e a Figura 95 mostram as zonas detalhadas.
Figura 93- Macrografia mostrando amostra soldada para visualização do fluxo de
material. Ferramenta F11.
84
Figura 94- Detalhe mostrando a direção do fluxo de material no processo. As setas
indicam para onde se dá o transporte de material. Ferramenta F11.
Figura 95- Detalhe das zonas em detalhe mostrando o fluxo em ambos os lados da
metalografia. Ferramenta F11.
A ferramenta F12 apresentou o fluxo de material mais peculiar entre os analisados. Além
de grande transporte de cobre para a região abaixo do pino, uma grande parte de alumínio
foi movida até a interface entre pino/ material adjacente. Esta concentração de cobre na
região abaixo do pino se deve ao formato da ferramenta, que deve aprisionar uma
quantidade de material entre os dentes quando penetra nas chapas. As imagens referentes
às metalografias para amostras soldadas com a ferramenta F12 podem ser observadas da
Figura 96 à Figura 100.
85
Figura 96- Macrografia mostrando amostra soldada para visualização do fluxo de
material. Ferramenta F12.
Figura 97- Detalhe mostrando a direção do fluxo de material no processo. As setas
indicam para onde se dá o transporte de material. Ferramenta F12.
86
Figura 98- Imagens das zonas em detalhe mostrando o fluxo em ambos os lados da
metalografia. Ferramenta F12.
Figura 99- Imagens das zonas em detalhe mostrando o fluxo em ambos os lados da
metalografia. Ferramenta F12.
Este padrão de fluxo segue o exemplo citado na Figura 17, com a formação dos dois
padrões, interno e externo.
87
Figura 100- Imagem mostrando a região abaixo do pino onde se observa uma maior
quantidade de cobre. Ferramenta F12.
Na Figura 101 pode-se perceber a semelhança do perfil da ZM entre a amostra de fluxo de
material e a própria ZM de uma amostra soldada com o mesmo pino.
88
Figura 101- Imagem mostrando a semelhança no perfil da ZM na região abaixo do
pino para uma amostra soldada com a ferramenta F2 (pino B).
Dentre as amostras apresentando o fluxo de material de cada pino, o pino que apresentou
um perfil mais interessante ferramenta F12. A Figura 99 mostra uma troca de material de
onde se leva o alumínio através do padrão interno de fluxo de material para a chapa de
baixo e, concomitantemente, o fluxo externo leva o cobre em direção a chapa superior
formando o “hooking” ou gancho. O gancho se forma na interface das chapas superior e
inferior, e dá o que se chama de engate mecânico na junta, conforme mostra Kyffin em seu
trabalho [50, 51] A Figura 102 mostra um corpo de prova soldado onde foi formado o
gancho e outro sem a formação do gancho.
89
Figura 102-Amostras de aço soldadas por Kyffin et al [50] mostrando a formação do
gancho (b) e sem a formação do gancho (a).
A formação do gancho modifica a direção de início da fratura de um caminho onde existe
pouco material para resistir para outra direção com maior quantidade de material, onde a
resistência mecânica é maior. Kyffin observou nas amostras onde houve a formação do
gancho na interface uma resistência mecânica 40% maior que nas amostras onde não
houve a formação do gancho na interface.
4.4 Caracterização Mecânica
4.4.1 Ensaio de tração do material de base
4.4.1.1 AA 6181-T4
Foram realizados ensaios de tração em amostras do material de base nos sentidos
longitudinal e transversal. Os gráficos apresentados na Figura 103 mostram a curva tensão
x deformação para ambas as direções do material.
90
Al-Longitudinal
0
50
100
150
200
250
300
0 5 10 15 20 25 30
Alongamento [%]
Tensão [MPa]
Al-Transversal
0
50
100
150
200
250
300
0 5 10 15 20 25 30
Alongamento (%)
Tensão [MPa]
Figura 103- Curva tensão vs deformação para a liga AA6181 nos sentidos
longitudinal (a) e transversal (b) ao sentido de laminação.
Os resultados obtidos paralela e perpendicularmente à direção de laminação do material
foram bastante semelhantes, o que indica que o grau de anisotropia do material não está
alto. Os principais valores obtidos do gráfico estão apresentados na Tabela 9.
Tabela 9- Valores obtidos da curva para as direções longitudinal e transversal ao
sentido de laminação.
Orientação Longitudinal Transversal
Tensão máxima (MPa) 263,1 258,4
Alongamento na ruptura (%)
Base de medida de 25 mm
26,8 23,6
a
b
91
4.4.1.2 Mg AZ31
Foram realizados ensaios de tração em amostras do material de base nos sentidos
longitudinal e transversal. Os gráficos apresentados na Figura 104 mostram a curva tensão
x deformação para ambas as direções do material.
Mg- Longitudinal
0
50
100
150
200
250
300
0 5 10 15 20 25 30 35 40
Alongamento [%]
Tensao [MPa]
Mg- Transversal
0
50
100
150
200
250
300
0 5 10 15 20 25 30 35
Alongamento [%]
Tensao [MPa]
Figura 104- Curva tensão vs deformação para a liga Mg AZ31 nos sentidos
longitudinal (a) e transversal (b) ao sentido de laminação.
O magnésio apresentou um grau maior de anisotropia. O alongamento foi bem maior para
a amostra longitudinal, e a resistência mecânica média do transversal ficou um pouco
acima do longitudinal. Os principais valores obtidos da curva estão mostrados na Tabela
10.
a
b
92
Tabela 10- Valores obtidos da curva para as direções longitudinal e transversal ao
sentido de laminação.
Orientação Longitudinal Transversal
Tensão máxima (MPa) 253,5 264,5
Alongamento na ruptura (%)
Base de medida de 25 mm
29,1 24,3
4.4.2 Ensaio de cisalhamento
4.4.2.1 AA 6181
Foram ensaiadas quatro amostras para cada condição. Os resultados médios foram plotados
em forma de gráfico, conforme se observa na Figura 105. Pode ser observado junto ao
valor obtido no ensaio de cisalhamento o respectivo valor da área efetiva soldada, ou
camada de ligação (CL), onde se percebe uma tendência. Quanto maior a CL, maior é a
resistência ao cisalhamento obtida.
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
F
1-10
0
0
F1-
2
000
F
1-30
0
0
F2-
1
000
F2-20
0
0
F2-
3
000
F3-10
0
0
F3-
2
000
F3-3000
F
4
-
1
000
F
4
-
20
0
0
F
4
-
3
000
F
5
-
10
0
0
F
5
-
2
000
F
5
-
30
0
0
F
6
-
1
00
0
F
6
-
20
0
0
F
6
-
3
00
0
F
7
-
10
0
0
F
7
-
20
0
0
F
7-30
0
0
F
8
-
10
0
0
F8-20
0
0
F
8
-
30
0
0
F9-10
0
0
F
9
-
20
0
0
F9-30
0
0
F
10-100
0
F1
0
-2000
F
10-3
0
0
0
F1
1
-1000
F
11-2
0
0
0
F11-3000
F
12-1
0
0
0
F12-2000
F
12-3
0
0
0
Força (KN)
Forca Cisalhante Bonding Ligament Length (µm)
BM: 4868 KN
Figura 105- Resultados do teste de cisalhamento realizado nas amostras de alumínio
de acordo com a ferramenta utilizada.
As amostras ensaiadas apresentam uma clara evidência que o fluxo de material da chapa de
baixo para a chapa de cima que será responsável por esta formação de uma maior CL, ou
seja, em alguns casos a ferramenta não conseguiu fazer com que houvesse a mistura entre
93
os materiais da chapa superior e inferior (região escurecida ao redor da região brilhante),
conforme se observa na Figura 106. Vale lembrar que o processo é realizado com controle
de deslocamento, portanto as forças variam de acordo com o aporte térmico produzido
pelas condições do processo.
Figura 106- Duas amostras ensaiadas mostrando (a) uma pequena CL (amostra F1-
1000RPM) e (b) uma grande CL (amostra F8-3000).
A amostra F1-1000 (CL de 240µm) apresentou uma média de força de cisalhamento de
207 N, enquanto a amostra F8-3000 (CL de 1510µm) apresentou uma força cisalhante
média de 2460 N, ou seja, mais de 10 vezes maior a resistência com o aumento de
aproximadamente 630% do CL.
O modo como as amostras falharam durante o ensaio foi variado. Existem basicamente três
tipos de modo de falha durante o ensaio de cisalhamento, que são:
Falha por cisalhamento: Ou falha através da solda, onde a superfície de fratura é paralela
a superfície de contato das chapas, atravessando a ZM.
Falha por arrancamento: Falha que ocorre no contorno na ZM na chapa superior,
mantendo a chapa inferior íntegra.
Falha por arrancamento inclusive da chapa inferior: Falha que ocorre no contorno da
ZM, porém alem da chapa superior, ela desce para chapa inferior também.
O aspecto das falhas pode ser observado na Figura 107.
a
b
94
Figura 107- Modos de falha a) Cisalhamento, b) arrancamento e c) arrancamento
inclusive da chapa inferior.
De acordo com Gerlich [18], o modo de falha de cisalhamento implica em uma fratura de
baixa energia, ou seja, rompimento em tensões mais baixas com pouca deformação.
Portanto, deve-se procurar a consolidação de uma junta soldada que apresente o modo de
falha b ou c, que são falhas de maior energia envolvida. Neste caso, a formação ou não do
gancho favorecerá a fratura por arrancamento, já que o gancho desvia a direção de fratura
para seguir contornando a ZM. As fraturas ocorreram sem seguir um padrão, em uma
mesma condição puderam ser observados até mesmo os três diferentes modos de falha,
sendo que algumas apresentaram modo misto.
4.4.2.2 Mg AZ31
Para as amostras e magnésio também foram ensaiadas quatro amostras para cada condição.
O resultado foi montado em forma de gráfico e é mostrado conforme se observa na Figura
108.
a
b
c
95
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
F1-
3000
F2-
2500
F2-
3000
F3-
2500
F3-
3000
F4-
2500
F4-
3000
F5-
2500
F5-
3000
F6-
2500
F6-
3000
F7-
2500
F7-
3000
F8-
2500
F8-
3000
F9-
3000
F10-
2500
F10-
3000
F11-
2500
F11-
3000
F12-
2500
F12-
3000
Força (KN)
Força cisalhante Bonding Ligament Length (µm)
Figura 108- Resultados do teste de cisalhamento realizado nas amostras de magnésio
de acordo com a ferramenta utilizada.
Pode ser observado junto ao valor obtido no ensaio de cisalhamento o respectivo valor de
CL, onde se percebe a mesma tendência. Novamente, quanto maior a CL, maior é a
resistência ao cisalhamento obtida. Os processos alternativos de SPFMM [20,24,25]
comprovam que o aumento da área soldada proporcionará uma maior resistência tanto ao
cisalhamento quanto ao ensaio de tração em cruz.
Os modos de falha observados nas amostras de magnésio foram basicamente arrancamento
e por cisalhamento, conforme se observa na Figura 109.
Figura 109- Amostras de ensaio de cisalhamento mostrando os dois tipos de falhas
obtidos . a) Falha por cisalhamento. Amostra F6-2500, b) Falha por arrancamento.
Amostra F6-3000.
A
B
96
4.4.2.3 Análise de fraturas no MEV
4.4.2.3.1 Alumínio
As amostras foram levadas ao microscópio eletrônico de varredura (MEV) para ser
observados seus respectivos micromecanismos de falha. Para tanto, foram selecionadas
amostras da mesma ferramenta, com velocidades de rotação diferentes. Para o alumínio foi
escolhida a condição F6-1000 que resultou numa fratura tipo shear failure, e a condição
F6-3000 que resultou numa fratura tipo pull out. A imagem das duas fraturas pode ser
observada na Figura 110.
Figura 110- Imagem mostrando o aspecto geral dos dois tipos de falha obtidos nas
amostras soldadas com a ferramenta F6. a)Falha por cisalhamento obtido com a
velocidade de 1000 RPM e b) `Falha por arrancamento obtido com a velocidade de
3000 RPM.
Na Figura 110 podemos observar as marcas ao redor da fratura que indicam o sentido de
rotação da ferramenta. Outra evidência é a maior deformação sofrida na fratura B, onde o
CL também é maior.
Os micromecanismos de fratura observados em ambas as amostras são mostrados na
Figura 111, para a fratura A e na Figura 112, para a fratura B.
A
B
97
Figura 111- Fractografia mostrando os micromecanismos de falha da fratura A, onde
se observa que foi por coalescimento de microcavidades.
Figura 112- Fractografia mostrando os micromecanismos de falha da fratura B, onde
se observa que foi por coalescimento de microcavidades.
Uma variação dentre os dois mecanismos microscópicos de fratura que se pode observar é
a diferença no tamanho dos poros, a amostra soldada com maior velocidade de rotação
apresenta poros maiores e em menor quantidade (Fratura B), enquanto a amostra soldada
com menor velocidade de rotação apresentou poros menores e em maiores quantidades
(Fratura A). Segundo Su [37] a falha do tipo arrancamento é uma fratura de mais alta
energia, que envolve maior deformação. Analisando o micromecanismo de fratura, se
observa uma fratura mais dútil (A) na amostra soldada com menor velocidade de rotação
98
com fratura do tipo arrancamento. Deste modo foi montado um gráfico do ensaio destas
amostras com as duas curvas. A força foi transformada em tensão de cisalhamento
dividindo-se pela área (onde se utilizou os valores de CL). A Figura 113 mostra que no
ensaio da fratura A, uma maior deformação foi obtida. Também se observa que o valor da
área abaixo da curva (energia envolvida no ensaio) foi mais de cinco vezes maior para a
fratura A, assim como o deslocamento total da máquina até o final do ensaio.
Tensão x Deslocamento
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0
Deslocamento (mm)
Tensão (MPa)
F6-1000 RPM F6- 3000
Figura 113- Curvas obtidas no ensaio de cisalhamento das amostras de Al soldadas
com a ferramenta F6, velocidades de 1000 e 3000 RPM.
4.4.2.3.2 Magnésio
Para as amostras de magnésio, os modos de fratura se inverteram. A amostra com maior
velocidade de rotação (3000 RPM) teve falha do tipo cisalhamento, enquanto a amostra
com menor velocidade de rotação (2500 RPM) apresentou fratura do tipo arrancamento,
conforme a Figura 114.
Energia B
3
000
=
16
Energia
A
1
000
= 84
99
Figura 114- Imagem mostrando o aspecto geral dos dois tipos de falha obtidos nas
amostras soldadas com a ferramenta F6. a)Pull out obtido com a velocidade de 2500
RPM e b) `Shear failure obtido com a velocidade de 3000 RPM.
Pode-se observar neste caso que a CL foi maior para a amostra que apresentou a falha tipo
arrancamento.
Figura 115- Imagem mostrando os micromecanismos de falha da fratura C.
C
D
100
Figura 116- Imagem mostrando os micromecanismos de falha da fratura D.
As imagens não mostraram formação de microcavidades nas fraturas, como nas amostras
do AA6181. Apresentaram uma região lisa na fratura C, mostrando um aspecto mais frágil
com relação ao aspecto da fratura D, que se mostrou mais rugosa. Devido à estrutura
cristalina do material (Hcp) e da pouca diferença entre as velocidades de rotação não se
pôde observar grandes diferenças nos micromecanismos de fratura. Porém, as curvas dos
ensaios das amostras soldadas com a ferramenta F11 mostraram a mesma diferença de
energia (área abaixo da curva tensão x deformação) comparando-se amostra soldada com a
maior e menor velocidade de rotação. A Figura 117 mostra o resultado obtido para as
amostras F11 com as respectivas áreas abaixo da curva tensão x deslocamento.
101
Tensão x Deslocamento
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20
Deslocamento (mm)
Tensão (MPa)
F11-2500 RPM F11-3000 RPM
Figura 117- Curvas obtidas no ensaio de cisalhamento das amostras de Mg soldadas
com a ferramenta F11, velocidades de 2500 e 3000 RPM.
4.4.3 Perfis de microdureza
4.4.3.1 AA 6181
Foram realizados dois perfis de microdureza por condição de soldagem. Os perfis não
apresentaram diferenças entre si. O que se pôde perceber foi à diminuição de dureza nos
perfis na região da ZM, e também a presença das três diferentes zonas ZM, ZTMA e ZTA.
A Figura 118 mostra um perfil típico realizado na amostra F7-1000 RPM sobreposto a uma
macrografia, onde podem ser identificadas as diferentes zonas.
Energia D
3
000
=
3
Energia C
25
00
=
11
102
Figura 118- Perfil de microdureza realizado na amostra F7-1000 RPM. Onde se
observa a presença das quatro diferentes zonas.
A redução de dureza na região da ZM se deve, provavelmente, a recristalização ocorrida
devido às altas energias térmicas e de deformação presentes na região durante o processo.
Os demais perfis das outras condições serão inseridos nos Apêndices.
4.4.3.2 Mg AZ31
Foram realizados dois perfis de microdureza por condição de soldagem. Os perfis não
apresentaram diferenças entre si, diferentemente das amostras de alumínio, a microdureza
na região da ZM aumentou, talvez devido à redução no tamanho de grão, a identificação
das diferentes zonas ficou prejudicada devido à dispersão dos valores medidos de
microdureza. O perfil de microdureza realizado na amostra F6- 3000 RPM é mostrado na
Figura 119.
103
Figura 119- Perfil de microdureza realizado na amostra F6-3000 RPM. Onde se
observa as diferentes zonas formadas.
A redução de dureza na ZM também ocorreu para as amostras de magnésio, porém, em
regiões mais próximas (regiões laterais) ao furo remanescente deixado pelo pino da
ferramenta houve um aumento de dureza. Tal aumento se deve muito provavelmente a
redução no tamanho de grão nestas regiões, conforme mostrado na Figura 83 e na Figura
84. Os demais perfis das outras condições serão inseridos nos Apêndices.
4.5 Análise de dados
Os resultados foram obtidos através da Análise de Variância (ANOVA) utilizando-se o
módulo de análise de dados do Microsoft Excel. Os dados foram analisados
separadamente, sendo que foi feita uma análise para cada ombro, buscando verificar a
interação entre a influência (significância) do pino e da velocidade sobre a resistência ao
cisalhamento.
Para tanto, foram colocadas juntas na ANOVA todos os resultados de ensaio de
cisalhamento (no caso o resultado dos quatro corpos de prova ensaiados para cada
condição de soldagem).
4.5.1 AA 6181
OMBRO CÔNCAVO
Utilizando-se a tabela ANOVA puderam ser verificados os seguintes resultados mostrados
na Tabela 11:
104
Tabela 11- Resultados obtidos para o ombro côncavo das amostras de Al.
Fonte da variação SQ gl MQ F valor-P F crítico
Velocidade 174389,5
2
87194,74
0,499063
0,611238
3,259446
Pinos 24827487
3
8275829
47,36705
1,39E-12
2,866266
V x P 1977762
6
329627
1,886634
0,110003
2,363751
Erro 6289812
36
174717
Total 33269451
47
Para o parâmetro ser considerado significativo, o valor calculado de F deve ser superior ao
valor de F crítico. Portanto, no caso do ombro côncavo, o valor de F calculado pode ser
considerado significativo apenas com relação ao pino utilizado. Isto quer dizer que a
velocidade do processo pode ser escolhida de maneira que seja mais conveniente para
quem utilizará o processo e que a interação entre as velocidades e os pinos não foi
significativa. Fazendo-se a comparação entre as médias chega-se ao seguinte gráfico
mostrado na Figura 120:
0
500
1000
1500
2000
2500
B C D A
Pinos
Força de Cisalhamento (N)
Figura 120- Comparação de médias múltiplas dos pinos utilizados para o ombro Cc.
Com estes resultados e utilizando este tipo de análise dos dados pode ser afirmado que o
melhor pino a ser utilizado é o pino B, como a velocidade não se mostrou como um
parâmetro significativo neste caso (F menor que F crítico), ela pode ser escolhida
utilizando-se outro critério (redução de custos no processo, etc.).
OMBRO COM DUAS ESPIRAIS
105
Utilizando a tabela ANOVA para analisar o ombro com duas espirais se obteve o resultado
mostrado na Tabela 12:
Tabela 12- Resultados obtidos para o ombro com duas espirais das amostras de Al.
Fonte da variação SQ gl MQ F valor-P F crítico
Velocidade 3617807
2
1808903
4,232586
0,02234
3,259446
Pinos 1085565
3
361855
0,846691
0,477468
2,866266
V x P 6815812
6
1135969
2,658011
0,03077
2,363751
Erro 15385516
36
427375,4
Total 26904699
47
Para este caso, os valores de F ficaram acima dos valores de F crítico para os parâmetros
velocidade e, ainda, mostrou que a velocidade tem influência sobre o Pino escolhido.
Portanto, os valores de velocidade e V x P são ambos significativos. A melhor condição
analisada foi utilizando o pino B, com a velocidade intermediária de 2000 RPM. O gráfico
mostrando a comparação entre as médias múltiplas é mostrado na Figura 121.
0
500
1000
1500
2000
2500
B C D A
Pinos
Força de Cisalhamento (N)
Figura 121- Comparação de médias múltiplas dos pinos utilizados para o ombro 2Sc.
Estes resultados afirmam que o pino a ser utilizado pode seguir outro critério de escolha,
como na situação anterior para o ombro côncavo, porém, como a velocidade foi um
parâmetro significativo, deve ser utilizada a de 3000 RPM.
OMBRO COM TRÊS ESPIRAIS
Para o ombro com três espirais o resultado aplicando a tabela ANOVA foi o mostrado na
Tabela 13:
106
Tabela 13- Resultados obtidos para o ombro com três espirais das amostras de Al.
Fonte da variação SQ gl MQ F valor-P F crítico
Velocidade 6497603
2
3248802
10,98308
0,000189
3,259446
Pinos 14569236
3
4856412
16,41786
6,9E-07
2,866266
V x P 13472411
6
2245402
7,590932
2,61E-05
2,363751
Erro 10648819
36
295800,5
Total 45188069
47
Estes resultados mostram que os valores de F foram superiores aos valores de F crítico
para todos os parâmetros Ainda pôde ser percebido que há a interação dos parâmetros V x
P. Isto significa que são todos significativos, ou seja, nenhum deles pode ser variado
independentemente. O gráfico mostrando a comparação entre as médias múltiplas é
mostrado na Figura 122.
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
B C D A
Pinos
Força de Cisalhamento (N)
Figura 122- Comparação de médias múltiplas dos pinos utilizados para o ombro 3Sc.
Estes resultados afirmam que o melhor pino a ser utilizado é o pino A com a velocidade de
1000 RPM. Como os resultados todos foram significativos este deve ser o critério de
escolha de ferramenta e velocidade de rotação.
4.5.2 Mg AZ31
OMBRO CÔNCAVO
A tabela ANOVA para os resultados obtidos nas amostras de magnésio são mostrados na
Tabela 14.
107
Tabela 14- Resultados obtidos para o ombro côncavo das amostras de Mg.
Fonte da variação SQ gl MQ F valor-P F crítico
Velocidade 784205,9
1
784205,9
54,35073
1,3E-07
4,259677
Pinos 1477298
3
492432,6
34,12888
8,04E-09
3,008787
V x P 482045,7
3
160681,9
11,13633
9E-05
3,008787
Erro 346286,8
24
14428,62
Total 3089836
31
Estes resultados mostram que os valores de F foram superiores aos valores de F crítico
para todos os parâmetros, ainda pode ser percebido que há a interação dos parâmetros V x
P. Isto significa que são todos significativos, ou seja, nenhum deles pode ser variado
independentemente. O gráfico mostrando a comparação entre as médias múltiplas é
mostrado na Figura 123.
0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
1000
B C D A
Pinos
Força de Cisalhamento (N)
Figura 123- Comparação de médias múltiplas dos pinos utilizados para o ombro
côncavo.
Com estes resultados e utilizando-se este tipo de análise dos dados pode ser afirmado que o
melhor pino a ser utilizado é o pino B, com a velocidade de 3000 RPM.
OMBRO COM DUAS ESPIRAIS
A tabela ANOVA para os resultados obtidos nas amostras de magnésio em ombro com
duas espirais são mostrados na Tabela 15.
Tabela 15- Resultados obtidos para o ombro 2Sc das amostras de Mg.
Fonte da variação SQ gl MQ F valor-P F crítico
Velocidade 8776657
1
8776657
319,6049
2,25E-15
4,259677
Pinos 4901029
3
1633676
59,49086
2,93E-11
3,008787
V x P 3971953
3
1323984
48,21333
2,59E-10
3,008787
Erro 659063
24
27460,96
Total 18308701
31
108
Os resultados mostram também valores de F superiores aos valores de F crítico para todos
os parâmetros, ainda pode ser percebido que os há a interação dos parâmetros V x P. Isto
significa que são todos significativos, ou seja, nenhum deles pode ser variado
independentemente. O gráfico mostrando a comparação entre as médias múltiplas é
mostrado na Figura 124.
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
B C D A
Pinos
Força de Cisalhamento (N)
Figura 124- Comparação de médias múltiplas dos pinos utilizados para o ombro 2Sc.
Com estes resultados e utilizando-se este tipo de análise dos dados pode ser afirmado que o
melhor pino a ser utilizado é o pino B, com a velocidade de 3000 RPM.
OMBRO COM TRÊS ESPIRAIS
A tabela ANOVA para os resultados obtidos nas amostras de magnésio em ombro com
duas espirais são mostrados na Tabela 16
Tabela 16- Resultados obtidos para o ombro 3Sc das amostras de Mg.
Fonte da variação SQ gl MQ F valor-P F crítico
Velocidade 481519
1
481519
26,84023
2,63E-05
4,259677
Pinos 5862716
3
1954239
108,9307
4,1E-14
3,008787
V x P 8910916
3
2970305
165,567
3,62E-16
3,008787
Erro 430564,8
24
17940,2
Total 15685716
31
Como aconteceu em todas as amostras de magnésio, os resultados mostram também
valores de F superiores aos valores de F crítico para todos os parâmetros. Pode ainda ser
percebido que há a interação dos parâmetros V x P. Isto significa que são todos
109
significativos, ou seja, nenhum deles pode ser variado independentemente. O gráfico
mostrando a comparação entre as médias múltiplas é mostrado na Figura 125.
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800
B C D A
Pinos
Força de Cisalhamento (N)
Figura 125- Comparação de médias múltiplas dos pinos utilizados para o ombro 3Sc.
Estes resultados afirmam que o melhor pino a ser utilizado é o pino C, com a velocidade de
2500 RPM.
110
5 Conclusões
Neste trabalho foi investigado o efeito do perfil de ferramentas sobre as propriedades de
juntas soldadas por SPFMM das ligas AA 6181 e AZ31, com diferentes velocidades de
rotação. Deste modo as seguintes conclusões podem ser apresentadas:
Com relação ao material AA 6181:
1- Foi possível realizar a soldagem por SPFMM das amostras de alumínio utilizando a
matriz de parâmetros desenvolvida, bem como os perfis de ferramentas projetados.
2- A utilização de velocidades de rotação mais altas leva a obtenção de uma maior CL
e, em conseqüência, uma maior resistência mecânica da junta soldada.
3- A metalografia indicou a formação de duas zonas distintas, a ZM e a ZTMA.
Porém, os perfis de microdureza indicam a presença também de uma ZTA além do
material de base.
4- A metalografia mostrou a formação de grãos menores na região da ZM, com
partículas de segunda fase também menores, provavelmente quebradas durante o
processo, diferentemente da região do material de base onde as partículas de
segunda fase têm forma de bastão. Os grãos menores recristalizados presentes na
ZM provavelmente se devem as altas energias térmicas e de deformação presentes
no processo nesta região.
5- A ZTMA apresenta grãos deformados que, ao contrário da ZM, não tiveram energia
suficiente para que ocorra a recristalização dos mesmos.
6- A ZM apresentou uma tendência de ser menor de acordo com a velocidade de
rotação utilizada,. Maiores velocidades de rotação mostraram na maioria das vezes
menor ZM.
7- Os perfis de microdureza mostraram uma menor dureza na região da ZM, o que se
deve muito provavelmente a fenômenos de recristalização naquela região, onde os
grãos não estão encruados como na ZTMA.
8- O fluxo de material corroborou a teoria de dois padrões de fluxo concomitantes, um
interno e outro externo, com movimento de material das chapas inferiores para as
superiores em um destes padrões e transporte de material da chapa superior para
inferior no outro padrão.
9- A utilização de maiores velocidades de rotação implicou em valores mais baixos de
torque alcançados durante o processo, o que implicou em uma menor energia total
do processo.
111
10- As forças geradas no processo seguiram um padrão, formando um pico primário
F1, que ocorre quando a ferramenta começa a penetrar nas chapas. Após o contato
do ombro com a chapa superior se percebe a formação do pico secundário de força
F2, seguido de uma região onde a força se mantém constante, que é a etapa do
tempo de mistura de dois segundos estipulado no processo.
11- A análise de dados realizada com os resultados obtidos nos ensaios de cisalhamento
mostrou uma discrepância nos resultados. A análise de dados separada por
diferentes ombros da ferramenta levou a conclusão de que para o ombro côncavo as
o melhor pino foi o pino B, sendo que a velocidade não mostrou ser um parâmetro
significativo, o que nos dá liberdade de escolher a velocidade que convir por outro
critério de escolha. Para o ombro de duas espirais o pino não mostrou ser um
parâmetro significativo, podendo ser utilizado outro critério de escolha do pino. E a
melhor velocidade foi a de 3000 RPM, que neste caso foi um parâmetro
significativo. Para o ombro de três espirais, todos os parâmetros foram
significativos, o que significa que a melhor condição a ser utilizada é o pino C, com
a velocidade de rotação de 1000 RPM.
12- A utilização de velocidades de rotação menores produziu menor CL na maioria dos
casos. Porém, se observou uma deformação maior na fratura e maior energia
durante o ensaio de cisalhamento.
Com relação ao material AZ31:
1- Foi possível realizar a soldagem por SPFMM das amostras de magnésio utilizando
a matriz de parâmetros desenvolvida, bem como os perfis de ferramentas
projetados.
2- A utilização de velocidades de rotação mais altas leva a se obter uma maior CL e,
em conseqüência, uma maior resistência mecânica da junta soldada.
3- Velocidades de rotação abaixo de 2500 RPM mantendo os outros parâmetros
constantes não promoveram a consolidação da junta soldada.
4- A metalografia indicou a formação de duas zonas distintas, a ZM e a ZTMA.
Porém, os perfis de microdureza indicam a presença também de uma ZTA além do
material de base.
5- Não se observou um padrão de tamanho da ZM de acordo com a velocidade de
rotação utilizada.
112
6- A utilização de maiores velocidades de rotação implicou em valores mais baixos de
torque alcançados durante o processo, o que implicou em uma menor energia total
do processo.
7- As forças geradas no processo seguiram um padrão, formando um pico primário
F1, que ocorre quando a ferramenta começa a penetrar nas chapas. Após o contato
do ombro com a chapa superior se percebe a formação do pico secundário de força
F2, seguido de uma região onde a força se mantém constante, que é a etapa do
tempo de mistura de dois segundos estipulado no processo.
8- A análise de dados para os ensaios de cisalhamento realizados nas juntas de
magnésio não mostraram a mesma discrepância observada nas amostras de
alumínio. As análises também foram realizadas por cada ombro utilizado e em
todos os casos todos os valores obtidos foram significativos, o que significa que
esta análise indica os melhores parâmetros a serem utilizados. Para o ombro
côncavo, a melhor condição de soldagem é utilizar o pino B, com velocidade de
3000 RPM. Para o ombro com duas espirais o pino a ser utilizado é também o B
com velocidade de rotação de 3000 RPM. Para o ombro com três espirais a melhor
condição é usar o pino C com velocidade de rotação de 2500 RPM.
9- A utilização de velocidades de rotação menores produziu menor CL na maioria dos
casos. Neste material também se observou uma deformação maior na fratura e
maior energia durante o ensaio de cisalhamento. A idéia de aumentar a CL porém
utilizando-se baixas velocidade de rotação é interessante.
113
Referências Bibliográficas
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zwei aneinanderliegenden werkstücken nach der mothode des reibrührschweißens, German
Patent DE 199 55 737 B4 2005.11.10. B
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work pieces by friction welding, European Patent EP 1 230 062 B1, 17.05.2006.
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work pieces by friction welding, United States Patent US 6,722,556 B2, April 20, 2004.
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Friction Stir Weld Joints of Magnesium Alloy AZ31”. 2000.
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Livonia, MI. May, 9-12 2006.
118
ANEXOS
Perfis de microdureza de amostras de alumínio
Ferramenta F1:
Perfil de Microdureza - Amostra F1-1000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
0 5 10 15
Distância (mm)
Dureza (HV)
I (1mm)
I (0,75mm)
Figura A- 1- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F1 com
1000 RPM.
Perfil de Microdureza - Amostra F1- 2000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
II (1mm)
II (0,75mm)
Figura A- 2- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F1 com
2000 RPM.
119
Perfil de Microdureza - Amostra F1- 3000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
0 5 10 15 20
Distância (mm)
Dureza (HV)
III (1mm)
III (0,75mm)
Figura A- 3- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F1 com
3000 RPM.
Ferramenta F2:
Perfil de Microdureza - Amostra F2-1000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
I (1mm)
I (0,75mm)
Figura A- 4- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F2 com
1000 RPM.
120
Perfil de Microdureza - Amostra F2-2000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
II (1mm)
II (0,75mm)
Figura A- 5- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F2 com
2000 RPM.
Perfil de Microdureza - Amostra F2-3000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
III (1mm)
III (0,75mm)
Figura A- 6- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F2 com
3000 RPM.
Ferramenta F3:
121
Perfil de Microdureza - Amostra F3-1000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
I (1mm)
I (0,75mm)
Figura A- 7- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F3 com
1000 RPM.
Perfil de Microdureza - Amostra F3- 2000 RPM
40
50
60
70
80
90
100
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
II (1mm)
II (0,75mm)
Figura A- 8- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F3 com
2000 RPM.
122
Perfil de Microdureza - Amostra F3- 3000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
III (1mm)
III (0,75mm)
Figura A- 9- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F3 com
3000 RPM.
Ferramenta F4:
Perfil de Microdureza - Amostra F4- 1000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
0 5 10 15
Distância (mm)
Dureza (HV)
I (1mm)
I (0,75mm)
Figura A- 10- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F4 com
1000 RPM.
123
Perfil de Microdureza - Amostra F4- 2000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
0 5 10 15 20
Distância (mm)
Dureza (HV)
II (1mm)
II (0,75mm)
Figura A- 11- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F4 com
2000 RPM.
Perfil de Microdureza - Amostra F4- 3000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
0 5 10 15 20
Distância (mm)
Dureza (HV)
III (1mm)
III (0,75mm)
Figura A- 12- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F4 com
3000 RPM.
Ferramenta F5:
124
Perfil de Microdureza - Amostra F5-1000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
95
100
0 5 10 15
Distância (mm)
Dureza (HV)
I (1mm)
I (0,75mm)
Figura A- 13- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F5 com
1000 RPM.
Perfil de Microdureza - Amostra F5-2000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
0 5 10 15 20
Distância (mm)
Dureza (HV)
II (1mm)
II (0,75mm)
Figura A- 14- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F5 com
2000 RPM.
125
Perfil de Microdureza - Amostra F5-3000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
0 5 10 15 20
Distância (mm)
Dureza (HV)
III (1mm)
III (0,75mm)
Figura A- 15- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F5 com
3000 RPM.
Ferramenta F6:
Perfil de Microdureza - Amostra F6-1000 RPM
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 5 10 15
Distância (mm)
Dureza (HV)
I (1mm)
I (0,75mm)
Figura A- 16- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F6 com
1000 RPM.
126
Perfil de Microdureza - Amostra F6-2000 RPM
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 5 10 15 20
Distância (mm)
Dureza (HV)
II (1mm)
II (0,75mm)
Figura A- 17- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F6 com
2000 RPM.
Perfil de Microdureza - Amostra F6-3000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
95
100
0 2 4 6 8 10 12 14
Distância (mm)
Dureza (HV)
III (1mm)
III (0,75mm)
Figura A- 18- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F6 com
3000 RPM.
Ferramenta F7:
127
Perfil de Microdureza - Amostra F7-1000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
I (1mm)
I (0,75mm)
Figura A- 19- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F7 com
1000 RPM.
Perfil de Microdureza - Amostra F7-2000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
95
100
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
II (1mm)
II (0,75mm)
Figura A- 20- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F7 com
2000 RPM.
128
Perfil de Microdureza - Amostra F7-3000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
III (1mm)
III (0,75mm)
Figura A- 21- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F1 com
3000 RPM.
Ferramenta F8:
Perfil de Microdureza - Amostra F8-1000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
I (1mm)
I (0,75mm)
Figura A- 22- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F8 com
1000 RPM.
129
Perfil de Microdureza - Amostra F8-2000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
0 5 10 15 20
Distância (mm)
Dureza (HV)
II (1mm)
II (0,75mm)
Figura A- 23- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F8 com
2000 RPM.
Perfil de Microdureza - Amostra F8-3000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
95
100
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
III (1mm)
III (0,75mm)
Figura A- 24- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F8 com
3000 RPM.
Ferramenta F9:
130
Perfil de Microdureza - Amostra F9-1000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
95
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
I (1mm)
I (0,75mm)
Figura A- 25- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F9 com
1000 RPM.
Perfil de Microdureza - Amostra F9-2000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
95
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
II (1mm)
II (0,75mm)
Figura A- 26- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F9 com
2000 RPM.
131
Perfil de Microdureza - Amostra F9-3000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
95
100
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
III (1mm)
III (0,75mm)
Figura A- 27- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F9 com
3000 RPM.
Ferramenta F10
Perfil de Microdureza - Amostra F10-1000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
I (1mm)
I (0,75mm)
Figura A- 28- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F10 com
1000 RPM.
132
Perfil de Microdureza - Amostra F10-2000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
II (1mm)
II (0,75mm)
Figura A- 29- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F10 com
2000 RPM.
Perfil de Microdureza - Amostra F10-3000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
0 5 10 15 20 25 30
Distância (mm)
Dureza (HV)
III (1mm)
III (0,75mm)
Figura A- 30- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F10 com
3000 RPM.
Ferramenta F11:
133
Perfil de Microdureza - Amostra F11-1000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
I (1mm)
I (0,75mm)
Figura A- 31- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F11 com
1000 RPM.
Perfil de Microdureza - Amostra F11-2000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
0 5 10 15 20
Distância (mm)
Dureza (HV)
II (1mm)
II (0,75mm)
Figura A- 32- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F11 com
2000 RPM.
134
Perfil de Microdureza - Amostra F11-3000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
95
100
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
III (1mm)
III (0,75mm)
Figura A- 33- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F11 com
3000 RPM.
Ferramenta F12:
Perfil de Microdureza - Amostra F12-1000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
I (1mm)
I (0,75mm)
Figura A- 34- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F12 com
1000 RPM.
135
Perfil de Microdureza - Amostra F12-2000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
II (1mm)
II (0,75mm)
Figura A- 35- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F12 com
2000 RPM.
Perfil de Microdureza - Amostra F12-3000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
0 5 10 15 20 25 30
Distância (mm)
Dureza (HV)
III (1mm)
III (0,75mm)
Figura A- 36- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F12 com
3000 RPM.
Perfis de microdureza de amostras de magnésio
Ferramenta F1:
136
Perfil de Microdureza - Amostra F1-2500 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
II (1mm)
II (0,75mm)
Figura A- 37- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F1 com
2500 RPM.
Perfil de Microdureza - Amostra F1- 3000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
III (1mm)
III (0,75mm)
Figura A- 38- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F1 com
3000 RPM.
Ferramenta F2:
137
Perfil de Microdureza - Amostra F2- 2500 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
II (1mm)
II (0,75mm)
Figura A- 39- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F2 com
2500 RPM.
Perfil de Microdureza - Amostra F2-3000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
III (1mm)
III (0,75mm)
Figura A- 40- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F2 com
3000 RPM.
Ferramenta F3:
138
Perfil de Microdureza - Amostra F3-2500 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
II (1mm)
II (0,75mm)
Figura A- 41- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F3 com
2500 RPM.
Perfil de Microdureza - Amostra F3-3000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
III (1mm)
III (0,75mm)
Figura A- 42- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F3 com
3000 RPM.
Ferramenta F4:
139
Perfil de Microdureza - Amostra F4-2500 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
II (1mm)
II (0,75mm)
Figura A- 43- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F4 com
2500 RPM.
Perfil de Microdureza - Amostra F4-3000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
III (1mm)
III (0,75mm)
Figura A- 44- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F4 com
3000 RPM.
Ferramenta F5:
140
Perfil de Microdureza - Amostra F5-2500 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
II (1mm)
II (0,75mm)
Figura A- 45- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F5 com
2500 RPM.
Perfil de Microdureza - Amostra F5-3000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
III (1mm)
III (0,75mm)
Figura A- 46 Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F5 com
3000 RPM.
Ferramenta F6:
141
Perfil de Microdureza - Amostra F6-2500 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
II (1mm)
II (0,75mm)
Figura A- 47- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F6 com
2500 RPM.
Perfil de Microdureza - Amostra F6-3000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
III (1mm)
III (0,75mm)
Figura A- 48- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F6 com
3000 RPM.
Ferramenta F7:
142
Perfil de Microdureza - Amostra F7-2500 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
0 5 10 15 20
Distância (mm)
Dureza (HV)
II (1mm)
II (0,75mm)
Figura A- 49- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F7 com
2500 RPM.
Perfil de Microdureza - Amostra F7-3000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
III (1mm)
III (0,75mm)
Figura A- 50- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F7 com
3000 RPM.
Ferramenta F8:
143
Perfil de Microdureza - Amostra F8-2500 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
II (1mm)
II (0,75mm)
Figura A- 51- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F8 com
2500 RPM.
Perfil de Microdureza - Amostra F8-3000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
III (1mm)
III (0,75mm)
Figura A- 52- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F8 com
3000 RPM.
Ferramenta F9:
144
Perfil de Microdureza - Amostra F9-2500 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
II (1mm)
II (0,75mm)
Figura A- 53- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F9 com
2500 RPM.
Perfil de Microdureza - Amostra F9-3000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
III (1mm)
III (0,75mm)
Figura A- 54- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F9 com
3000 RPM.
Ferramenta F10:
145
Perfil de Microdureza - Amostra F10 /II
40
45
50
55
60
65
70
75
80
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
II (1mm)
II (0,75mm)
Figura A- 55- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F10 com
2500 RPM.
Perfil de Microdureza - Amostra F10 /III
40
45
50
55
60
65
70
75
80
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
III (1mm)
III (0,75mm)
Figura A- 56- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F10 com
3000 RPM.
Ferramenta F11:
146
Perfil de Microdureza - Amostra F11-2500 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
II (1mm)
II (0,75mm)
Figura A- 57- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F11 com
2500 RPM.
Perfil de Microdureza - Amostra F11-3000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
III (1mm)
III (0,75mm)
Figura A- 58- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F11 com
3000 RPM.
Ferramenta F12:
147
Perfil de Microdureza - Amostra F12-2500 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
II (1mm)
II (0,75mm)
Figura A- 59- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F12 com
2500 RPM.
Perfil de Microdureza - Amostra F12-3000 RPM
40
45
50
55
60
65
70
75
80
0 5 10 15 20 25
Distância (mm)
Dureza (HV)
III (1mm)
III (0,75mm)
Figura A- 60- Perfil de microdureza da amostra soldada com a ferramenta F12 com
3000 RPM.
Macros Magnésio
As macrografias destas amostras podem ser observadas nas figuras que seguem e estão
dispostas de acordo com a ferramenta utilizada.
14
8
Figura A – 61- Macrografia das amostras soldadas nas duas velocidades de rotação
com a ferramenta F1.
Figura A – 62- Macrografia das amostras soldadas nas duas velocidades de rotação
com a ferramenta F2.
149
Figura A – 63-Macrografia das amostras soldadas nas duas velocidades de rotação
com a ferramenta F3.
Figura A – 64-Macrografia das amostras soldadas nas duas velocidades de rotação
com a ferramenta F4.
150
Figura A – 65-Macrografia das amostras soldadas nas duas velocidades de rotação
com a ferramenta F5.
Figura A – 66- Macrografia das amostras soldadas nas duas velocidades de rotação
com a ferramenta F6.
151
Figura A – 67-Macrografia das amostras soldadas nas duas velocidades de rotação
com a ferramenta F7.
Figura A – 68-Macrografia das amostras soldadas nas duas velocidades de rotação
com a ferramenta F8.
152
Figura A – 69-Macrografia das amostras soldadas nas duas velocidades de rotação
com a ferramenta F9.
153
Figura A – 70- Macrografia das amostras soldadas nas duas velocidades de rotação
com a ferramenta F10.
154
Figura A – 71-Macrografia das amostras soldadas nas duas velocidades de rotação
com a ferramenta F11.
Figura A – 72- Macrografia das amostras soldadas nas duas velocidades de rotação
com a ferramenta F12.
155
Foi possível observar nas macros a formação de duas zonas distintas, a ZM e a ZTMA. A
dificuldade em atacar o magnésio pode ter dificultado a revelação tanto da ZTA, quanto
mesmo a ZM em algumas amostras. Em algumas condições de soldagem podem ser
observados altos níveis de deformação na chapa superior
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