MANOLO LUTERO GIPIELA

UNIVERSIDADE TECNOLÓGICA FEDERAL DO PARANÁ

CAMPUS CURITIBA

GERÊNCIA DE PESQUISA E PÓS-GRADUAÇÃO

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA

E DE MATERIAIS – PPGEM

MANOLO LUTERO GIPIELA

INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS DE PROCESSO NA GERAÇÃO DE

DEFEITOS NA SOLDAGEM FSW DA LIGA DE ALUMÍNIO 5052

CURITIBA

MANOLO LUTERO GIPIELA

INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS DE PROCESSO NA GERAÇÃO DE

DEFEITOS NA SOLDAGEM FSW DA LIGA DE ALUMÍNIO 5052

Dissertação apresentada como requisito parcial à obtenção do título de Mestre em Engenharia, do Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais, Área de Concentração em Engenharia de Materiais, do Departamento de Pesquisa e Pós-Graduação, do Campus Curitiba, da UTFPR.

Orientador: Prof. Fábio Martins, Dr. Eng.

CURITIBA

TERMO DE APROVAÇÃO

MANOLO LUTERO GIPIELA

INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS DE PROCESSO

NA GERAÇÃO DE DEFEITOS NA SOLDAGEM FSW

DA LIGA DE ALUMÍNIO 5052

Esta Dissertação foi julgada para a obtenção do título de mestre em engenharia, área de concentração em engenharia de materiais, e aprovada em sua forma final pelo Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais.

_________________________________ Prof. Neri Volpato, Dr.

Coordenador de Curso

Banca Examinadora

______________________________ ________________________________ Prof. Fábio Martins, Dr. (Orientador) Prof. Aloísio José Schuitek, Dr.

Universidade Tecnológica Federal Universidade Tecnológica Federal do Paraná (UTFPR) do Paraná (UTFPR)

______________________________ ________________________________ Prof. Marcos Flávio de Oliveira Prof. Louriel Oliveira Vilarinho, Dr. Schiefler Filho, Dr. Universidade Federal de Uberlândia Universidade Tecnológica Federal (UFU)

do Paraná (UTFPR)

Este trabalho é dedicado aos meus pais Vitório Gipiela e Maria de Lourdes Gipiela e aos meus irmãos Michel Luchelo Gipiela e Mônia Luise Gipiela.

AGRADECIMENTOS

Aos meus pais e irmãos, pelo apoio em todos os momentos da minha vida.

Ao Prof. Dr. Fábio Martins, pela amizade, orientação e incentivo à realização deste trabalho.

Ao Departamento Acadêmico de Mecânica e ao Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais da Universidade Tecnológica Federal do Paraná, por permitir a utilização da infra-estrutura dos laboratórios e por prover os recursos materiais e financeiros necessários à realização deste trabalho.

Aos Profs, Pedro Luis Fiad do Amaral, Maro Roger Guérios, Aloísio José Schuitek e José Germano Hambrusch, pela valiosa ajuda na execução deste trabalho.

Ao Prof. Paulo César Borges, pelas sugestões sobre os tratamentos térmicos do aço AISI H13 e pelas discussões sobre a ferramenta de soldagem FSW utilizada nos testes iniciais.

Ao Prof. César Lúcio Molitz Allenstein, pelas valiosas discussões e pela colaboração na realização de ensaio não destrutivo e de ensaio mecânico.

Aos colegas professores do Departamento Acadêmico de Mecânica.

Ao mestrando Cristiano Brunetti, pelo apoio na realização das medições de dureza e metalografias.

Ao Sr. Carlos Silvano da Luz (Lima) e aos estagiários do Centro de Fabricação Mecânica (CFM), pelo auxílio prestado.

Ao Sr. Divanir de Barros Júnior da empresa INCOMAP, pela realização dos tratamentos térmicos de têmpera e revenimento nas ferramentas de soldagem.

A sabedoria é a coisa principal; adquire, pois, a sabedoria; sim, com tudo o que possuis adquire o entendimento.

GIPIELA, Manolo Lutero, Influência dos parâmetros de processo na geração de defeitos na soldagem FSW da liga de alumínio 5052, 2007, Dissertação (Mestrado em Engenharia) - Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais, Universidade Tecnológica Federal do Paraná, Curitiba, 109 p.

RESUMO

Embora os processos de soldagem no estado sólido tenham sido alvo de pesquisas relacionadas à soldagem de metais ferrosos e não ferrosos, poucos estudos têm sido realizados no Brasil procurando avaliar a soldagem de ligas de alumínio utilizando esses processos. No presente trabalho foi utilizado o processo FSW para realizar a soldagem no estado sólido da liga de alumínio 5052. O processo FSW foi empregado com o propósito de analisar a influência das variáveis de processo rotação, velocidade de avanço e ângulo de inclinação da ferramenta de soldagem na formação de defeitos típicos do processo. A avaliação das soldas foi realizada por inspeções visuais, ensaios radiográficos, análises metalográficas e ensaios de dureza. Os resultados obtidos com análise macrográfica para avaliação dos defeitos internos de cavidade visualizados nos ensaios radiográficos foram submetidos à análise de variância e análises isoladas das variáveis de processo. Os resultados obtidos nos ensaios de dureza de duas soldas selecionadas foram submetidos ao teste t Student. Concluiu-se que a dureza das zonas formadas em soldas executadas com nível baixo de intensidade da velocidade de avanço da ferramenta de soldagem não variou significativamente. Em solda realizada com nível alto de intensidade da mesma variável, a dureza das zonas formadas sofreu um pequeno aumento. O defeito interno de cavidade tendeu a ser minimizado com a diminuição da velocidade de avanço e com o aumento do ângulo de inclinação da ferramenta de soldagem.

GIPIELA, Manolo Lutero, Influence of welding parameters on defects generation in 5052 aluminium alloy welded by FSW, 2007, Dissertação (Mestrado em Engenharia) - Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais, Universidade Tecnológica Federal do Paraná, Curitiba, 109 p.

ABSTRACT

Although the solid state welding processes have been applied in researches related to ferrous and non ferrous welding, few studies have been accomplished in Brazil trying to evaluate the aluminum and aluminum alloys welding by solid state welding. In this research a relatively new solid state welding process was applied to realize the 5052 aluminum alloy welding. The Friction Stir Welding process was applied to analyze the influence of process variables like rotation, travel speed and the welding tool tilt angle in the defect development in the welds. The evaluation of the welds was made by visual inspections, radiographic tests, metallographic tests and hardness tests. The results obtained in the macrographic analysis for internal defects evaluation were submitted to ANOVA and isolated process variables analysis. The results obtained in the hardness tests were submitted to the t Student test. It was concluded that the hardness of welds executed with slow travel speed did not change significantly. On the other hand, for welds executed with high travel speed, the weld hardness suffered a small increase. ANOVA and isolated process variables analysis shown the wormhole defect tended to decrease with the travel speed decreasing and with the welding tool tilt angle increasing.

SUMÁRIO

LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS LISTA DE SÍMBOLOS 1 INTRODUÇÃO E OBJETIVOS ...1 1.1 Introdução... 1 1.2 Objetivos... 2 2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ...3 2.1 Introdução... 3

2.2 Soldagem por fricção... 3

2.3 Friction Stir Welding (FSW)... 7

2.3.1 Princípios de operação... 10

2.3.2 Variáveis do processo ... 12

2.3.2.1 Geometria e material da ferramenta de soldagem... 13

2.3.2.2 Parâmetros de soldagem ... 17

2.3.2.3 Tipos de juntas ... 24

2.3.3 Fluxo plástico... 24

2.3.4 Evolução microestrutural... 28

2.3.4.1 Nugget ... 28

2.3.4.2 Zona termo-mecanicamente afetada (ZTMA) ... 32

2.3.4.3 Zona afetada pelo calor (ZAC) ... 33

2.3.5 Propriedades mecânicas... 34

2.3.6 Descontinuidades na soldagem ... 36

2.4 O alumínio e suas ligas ... 41

2.4.1 Classificação das ligas de alumínio ... 42

2.4.2 Ligas de alumínio trabalháveis não tratáveis termicamente ... 43

3 PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS ...45

3.1 Introdução... 45

3.2 Materiais e equipamentos ... 45

3.2.1 Metal de base ... 45

3.2.2 Dispositivo para fixação de juntas... 47

3.2.4 Máquina de soldagem ... 53

3.3 Testes preliminares ... 57

3.4 Planejamento do procedimento experimental... 59

3.5 Testes segundo matriz de planejamento do procedimento experimental... 61

3.6 Ensaios radiográficos ... 61

3.7 Análises metalográficas ... 62

3.7.1 Análise macrográfica... 62

3.7.2 Análise macrográfica de zonas formadas ... 63

3.8 Ensaios de microdureza... 64

3.9 Análise estatística... 65

4 RESULTADOS E DISCUSSÕES...67

4.1 Introdução... 67

4.2 Testes preliminares ... 67

4.3 Testes segundo matriz de planejamento do procedimento experimental... 74

4.4 Ensaios radiográficos ... 79

4.5 Análise metalográfica ... 80

4.5.1 Macrografia das cavidades ... 80

4.5.2 Macrografia das zonas formadas ... 81

4.6 Ensaios de microdureza... 84

4.7 Teste t de student... 90

4.8 Análise de variância ... 92

4.9 Efeito de variáveis de soldagem na geração das cavidades ... 94

4.9.1 Efeito da velocidade de avanço ... 94

4.9.2 Efeito do ângulo de inclinação da ferramenta... 96

5 CONCLUSÕES E RECOMENDAÇÕES ...99

5.1 Conclusões... 99

5.2 Recomendações para trabalhos futuros ... 100

REFERÊNCIAS...102 ANEXO A – CERTIFICADO DE QUALIDADE DO AÇO FERRAMENTA AISI H13.109

LISTA DE FIGURAS

Figura 1 – Soldagem por fricção (MARQUES et al., 2005). ...4 Figura 2 – Desenho esquemático dos equipamentos para soldagem por fricção: (a) por arraste contínuo e (b) por inércia (MARQUES et al., 2005). ...5 Figura 3 – Friction hydro pilar processing: (a) cilíndrico e (b) cônico (MARQUES et al., 2005). ...6 Figura 4 – Desenho esquemático de uma junta soldada por Friction stitch welding (MARQUES et al., 2005). ...6 Figura 5 – Fresadora vertical adaptada para a realização de soldas por FSW (ANDERSSON et al., 1999)...9 Figura 6 – Dispositivo para fixação de juntas de topo (ANDERSSON et al., 1999). .10 Figura 7 – Princípio de operação do processo de soldagem Friction stir welding (THOMAS et al., 1997)...11 Figura 8 – Representação esquemática de ferramentas rotativas com várias configurações de suporte e pino (KHALED, 2005)...14 Figura 9 – Ângulo de inclinação da ferramenta com relação à superfície do metal de base (adaptado de KHALED, 2005). ...22 Figura 10 – Potência friccional versus resistência à tração da liga 5083-H321 (adaptado de LOMBARD et al., 2007)...23 Figura 11 – Desenvolvimento do fluxo plástico (adaptado de ARBEGAST, 2004)....25 Figura 12 – Regiões obtidas pelo processamento metalúrgico no FSW: (a) vista lateral e (b) vista superior (adaptado de ARBEGAST, 2004). ...27 Figura 13 – Seção transversal característica de uma junta soldada por FSW (adaptado de RUSSEL, 2003)...28 Figura 14 – Grãos recristalizados dinamicamente no nugget da liga de alumínio 1100 soldada por FSW: (a) face da solda, (b) centro e (c) raiz da solda (MURR et al., 1997). ...29 Figura 15 – Seqüência esquemática da recristalização dinâmica no processo de soldagem FSW (adaptado de MURR et al., 1998). ...30 Figura 16 – Estrutura de grãos e discordâncias na ZTMA: (a) grãos alongados na ZTMA próxima a ZAC, (b) grãos recuperados com alta densidade de subcontornos na ZTMA próxima ao nugget, (c) grãos com alta densidade de discordâncias na

ZTMA próxima a ZAC e (d) grãos equiaxiais com baixa densidade de discordâncias na ZTMA próxima ao nugget (SU et al., 2003). ...33 Figura 17 – Perfis de dureza do nugget obtidos em corte transversal de soldas realizadas com diferentes velocidades de soldagem (adaptado de LEE et al., 2003).

...35 Figura 18 – Defeitos comuns em soldas FSW: (a) cavidade, (b) falta de preenchimento da solda, (c) colapso do nugget, (d) descamação da superfície, (e) defeito de fluxo na raiz e (f) falta de penetração (ARBEGAST, 2004) e (g) rebarba na margem da solda (adaptado de KIM et al., 2006). ...37 Figura 19 – Imagens obtidas por MEV de Kissing bonds em corpo de prova fraturado da liga AA6082 soldada por FSW: (a) kissing bonds alinhados verticalmente e (b) ampliação de um kissing bond ilustrado na Figura 20(a) (adaptado de OOSTERKAMP et al., 2004). ...40 Figura 20 – Sistema numérico de identificação de ligas de alumínio trabalháveis (AWS, 1998)...42 Figura 21 – Dimensões de uma junta de topo após a usinagem de acabamento...47 Figura 22 – Dispositivo especial desenvolvido para a fixação de juntas de topo. ...48 Figura 23 – Foto texturizada mostrando a microestrutura da seção transversal do aço AISI H13 recozido (Ataque: Nital 3%. Ampliação de 500x). ...51 Figura 24 – Foto texturizada da microestrutura da seção transversal do aço AISI H13 temperado e revenido (Ataque: Nital 3%. Ampliação de 500x). ...52 Figura 25 – Desenho esquemático da ferramenta de soldagem. ...53 Figura 26 – Fresadora vertical convencional utilizada como máquina de soldagem FSW. ...54 Figura 27 – Verificação do alinhamento do dispositivo de fixação de juntas na mesa da máquina...55 Figura 28 – Verificação do batimento no cone ISO 40 fixado ao cabeçote da máquina de soldagem...56 Figura 29 – Verificação do batimento no pino da ferramenta de soldagem. ...56 Figura 30 – Ponto de referência para início da inserção do pino da ferramenta de soldagem nas juntas. ...58 Figura 31 – Disposição dos cordões de solda obtidos com diferentes parâmetros de soldagem...58

Figura 32 – Localização das amostras A e B retiradas das juntas soldadas para análise das seções transversais...62 Figura 33 – Perfis de microdureza. ...65 Figura 34 – Defeitos de soldagem visualizados nos testes preliminares: (a) embicamento, (b) falta de preenchimento, (c) vazio e (d) rebarbas espessas. ...70 Figura 35 – Defeito de falta de preenchimento em juntas soldadas com rotação de 1000 rpm: (a) Velocidade de avanço de 224 mm/min e (b) Velocidade de avanço de 450 mm/min...72 Figura 36 – Formação de rebarbas no lado de avanço de soldas: (a) Junta soldada com 180 rpm e 315 mm/min e (b) Junta soldada com 355 rpm e 14 mm/min...73 Figura 37 – Defeito de descamação da superfície de duas soldas: (a) Junta soldada com 180 rpm, 450 mm/min e 0° e (b) Junta soldada com 180 rpm, 450 mm/min e 2°.

...76 Figura 38 – Minimização do defeito de descamação da superfície da junta soldada com 250 rpm, 450 mm/min e 2°. ...77 Figura 39 – Rebarbas em soldas: (a) Junta soldada com 250 rpm, 112 mm/min e 2° e (b) Junta soldada com 250 rpm, 112 mm/min e 0°...78 Figura 40 – Área da cavidade desenvolvida na solda do ensaio 10...80 Figura 41 – Zonas formadas na amostra soldada no ensaio 14...82 Figura 42 – Ampliação das zonas formadas na amostra do ensaio 14: (a) Metal de base, (b) ZTMA no lado retratado da solda, (c) Nugget , (d) ZTMA formada abaixo da face da solda e (e) ZTMA no lado de progressão da solda...83 Figura 43 – Perfis de dureza na amostra do ensaio 14...88 Figura 44 – Perfis de microdureza das amostras dos ensaios 4 e 14. ...89 Figura 45 – Área de cavidades em soldas em função da velocidade de avanço da ferramenta de soldagem. ...95 Figura 46 – Área de cavidades em soldas em função do ângulo de inclinação da ferramenta de soldagem. ...96

LISTA DE TABELAS

Tabela 1 – Composição química da liga 5052 determinada por espectrometria de

massa (SOUZA, 2003). ...46

Tabela 2 – Propriedades físicas da liga 5052 na condição como fabricada (ALCAN, 2001). ...46

Tabela 3 – Parâmetros de corte utilizados no fresamento das juntas. ...46

Tabela 4 – Composição química nominal do aço ferramenta AISI H13. ...50

Tabela 5 – Etapas do procedimento de tratamento térmico do aço ferramenta AISI H13...51

Tabela 6 – Velocidades de avanço e rotações disponíveis na fresadora...54

Tabela 7 – Matriz de planejamento do procedimento experimental. ...60

Tabela 8 – Composição química do reagente utilizado nos ataques químicos. ...64

Tabela 9 – Intensidades básicas de rotação e velocidade de avanço da ferramenta de soldagem...68

Tabela 10 – Intensidades das variáveis de soldagem para execução dos testes preliminares...69

Tabela 11 – Envelope operacional. ...74

Tabela 12 – Matriz dos níveis de intensidade das variáveis de processo. ...74

Tabela 13 – Áreas das cavidades de cada junta em função das intensidades dos parâmetros de processo...81

Tabela 14 – Perfis de microdureza para a amostra do ensaio 14. ...86

Tabela 15 – Perfis de microdureza para a amostra do ensaio 4. ...87

Tabela 16 – Resultados do teste t Student para as médias de microdureza da junta 14. ...91

Tabela 17 – Resultados do teste t Student para as médias de microdureza da junta 4 e 14. ...91

LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS

AA - Aluminum Association

AISI - American Iron and Steel Institute (Instituto do Ferro e Aço Americano) ANOVA - Análise de Variância

ASM - American Society for Metals (Sociedade Americana para Metais)

ASTM - American Society for Testing and Materials (Sociedade Americana para Ensaios e Materiais)

AWS - American Welding Society (Sociedade Americana de Soldagem) CNC - Comando Numérico Computadorizado

Eq. - Equação

FHPP - Friction Hydro Pilar Welding FSW - Friction Stir Welding

GL - Graus de Liberdade

GTAW - Gas Tungsten Arc Welding (Soldagem ao Arco Elétrico Gás Tungstênio) HRC - Hardness Rockwell (Dureza Rockwell)

HV - Hardness Vickers (Dureza Vickers)

ISO - International Organization for Standartization (Organização Internacional _{para Padronização)} PCBN - Nitreto de Boro Cúbico Policristalino

QM - Soma dos Quadrados Médios SQ - Soma dos Quadrados

SQTotal - Soma dos Quadrados Total Tf - Temperatura de fusão

TWI - The Welding Institute (Instituto de Soldagem) WC - Carboneto de Tungstênio

ZAC - Zona Afetada pelo Calor

LISTA DE SÍMBOLOS

q - Quantidade de calor

P - Pressão exercida pela ferramenta N - Rotação da ferramenta

R - Raio do suporte da ferramenta V - Velocidade de soldagem

Q - Calor gerado pelo processo de soldagem Rt - Raio do suporte da ferramenta

HI - Aporte térmico

r - Rotação da ferramenta

T - Torque transmitido pela ferramenta E - Aporte térmico

νt - Velocidade de avanço da ferramenta

Qin - Aporte térmico

f - Taxa de avanço da ferramenta Pin - Potência friccional

FZ - Força normal à superfície do metal de base

P - Potência de soldagem Qtotal - Insumo de calor

Rs - Raio do suporte da ferramenta

Rp - Raio do pino da ferramenta

Hp - Comprimento do pino da ferramenta

µ - Coeficiente de atrito

α - É o coeficiente de eficiência do insumo de calor ω - Velocidade angular de rotação da ferramenta

σy - Tensão de escoamento do material de base na temperatura de _soldagem

ε - Eficiência do processo

η - Eficiência da transferência de calor na solda ηe - Eficiência do spindle

σyield - Tensão de escoamento do metal de base

α - Ângulo de inclinação da ferramenta θ - Ângulo do cone do suporte da ferramenta

1 INTRODUÇÃO

E

OBJETIVOS

1.1 Introdução

Segundo a American Welding Society - AWS (1998) e MISHRA et al. (2005) a formação de defeitos como porosidade e trincas, bem como a perda significativa de propriedades mecânicas de juntas soldadas, tem tornado a soldagem a arco elétrico de ligas de alumínio pouco atrativa para construção de estruturas aeroespaciais. Assim, grandes indústrias fabricantes de componentes aeroespaciais têm aplicado novos processos de soldagem no estado sólido na união dessas ligas (MISHRA et al., 2005).

A aplicação de processos de soldagem no estado sólido em ligas de alumínio de alta resistência mecânica tem sido destacada em pesquisas científicas (HASSAN et al., 2003, SU et al., 2003, SU et al., 2005 e KAMP et al., 2006). Devido aos processos de soldagem no estado sólido não gerarem fusão localizada do material de base, muitos dos problemas metalúrgicos associados à fase líquida desenvolvida em soldas realizadas por processos de soldagem por fusão não são observados em soldas executadas pelos processos de soldagem no estado sólido (BARNES et al., 2000).

Processos de soldagem no estado sólido como o Friction Stir Welding (FSW) têm sido aplicados na soldagem de materiais de baixo ponto de fusão como ligas de alumínio, magnésio e cobre (FUJII et al., 2005). Este processo de soldagem permite que a soldagem de metais ferrosos e de não ferrosos seja realizada a temperaturas abaixo da temperatura de fusão destes materiais. Esta característica possibilita uma boa soldabilidade de ligas de alumínio trabalháveis que são sensíveis à formação de trincas de solidificação quando soldadas por processos de soldagem a arco elétrico (ASM, 1998, LI et al., 1999, NORLIN, 2000 e ALCAN, 2001).

Nos últimos anos, muitos estudos relacionados à caracterização microestrutural de ligas de alumínio trabalháveis soldadas por FSW têm sido desenvolvidos (SUTTON et al., 2003, YANG et al., 2004, SUTTON et al., 2004 e SHERCLIFF et al., 2005). Apesar disso, poucos estudos têm procurado relacionar as propriedades mecânicas de ligas de alumínio soldadas por FSW com a geometria da ferramenta de soldagem ou, ainda, procurado otimizar os parâmetros de processo com o

propósito de evitar a formação de descontinuidades em soldas (SCIALPI et al., 2006, FUJII et al., 2006, ELANGOVAN et al., 2007 e LOMBARD et al., 2007). De acordo SCIALPI et al. (2006), além de poder gerar descontinuidades nas juntas, a geometria da ferramenta pode afetar o crescimento de grãos e os perfis de dureza em regiões soldadas que sofreram grandes deformações plásticas durante o processo.

Pelo fato do FSW ser um processo de soldagem relativamente novo, poucas pesquisas têm sido realizadas no Brasil com a finalidade de estudar os benefícios e as limitações impostas por este processo (ROLDO et al., 2003, CARLETTI et al., 2004, BONOME et al., 2006). Por isso, neste trabalho foram empregados esforços e recursos materiais com o propósito de realizar a soldagem de uma liga de alumínio trabalhável pelo processo Friction Stir Welding e obter maior conhecimento sobre os fundamentos do processo.

1.2 Objetivos

O objetivo principal deste trabalho foi estudar a influência das variáveis do processo FSW na soldagem da liga de alumínio 5052 e na geração de defeitos no cordão. Para verificar a influência das variáveis, as soldas foram avaliadas quanto à formação de descontinuidades típicas do processo. Como objetivos secundários deste trabalho, buscou-se:

¾ Projetar e fabricar uma ferramenta não consumível e um dispositivo de fixação de juntas de topo adequadas para a soldagem pelo processo FSW. ¾ Pesquisar as alterações macroestruturais e avaliar a dureza das soldas

2 REVISÃO

BIBLIOGRÁFICA

2.1 Introdução

A revisão da literatura deste estudo foi dividida em três itens. No item 2.2, é realizada uma revisão sobre os processos de soldagem no estado sólido. No item 2.3 é conduzida uma revisão sobre o processo Friction Stir Welding, procurando fundamentar os princípios de operação, parâmetros de processo, fluxo plástico, evolução microestrutural, propriedades mecânicas das soldas e descontinuidades ocasionadas na soldagem de ligas de alumínio. No item 2.4, é realizada uma abordagem geral sobre as ligas de alumínio trabalháveis tratáveis termicamente e ligas de alumínio trabalháveis não tratáveis termicamente.

2.2 Soldagem por fricção

A soldagem por fricção é um processo de união metalúrgica no estado sólido que utiliza a transformação de energia mecânica em energia térmica, gerada pelo atrito entre as superfícies a serem unidas. Na soldagem por fricção, a união de juntas é obtida pela aplicação de pressão e pelo escoamento plástico do material de superfícies em atrito (MACHADO, 1996).

A AWS (2001) define a soldagem no estado sólido como a união por processos macro e microscópicos nas superfícies de contato de materiais ferrosos e não ferrosos pela coalescência destes materiais a altas temperaturas abaixo de seus pontos de fusão.

Como pode-se verificar na Figura 1, o princípio da soldagem por fricção consiste em fazer um membro com velocidade rotacional acelerada (Figura 1(a)) deslocar axialmente contra outro membro (Figura 1(b)), objetivando gerar forças de fricção e calor suficiente (Figura 1(c)) para unir os materiais por forjamento durante a aplicação de uma carga normal às suas superfícies de contato (Figura 1(d)) (MARQUES et al., 2005). A continuidade da aplicação da carga normal proporciona o escoamento plástico do material da junta, formando um anel externo (Figura 1(d)) (MACHADO, 1996).

Figura 1 – Soldagem por fricção (MARQUES et al., 2005).

Segundo MARQUES et al. (2005), as variantes do processo de soldagem por fricção mais empregadas são os processos de soldagem por fricção por arraste contínuo e soldagem por fricção por inércia. O princípio básico desses processos é ilustrado na Figura 2 (a) e (b). Em ambos os processos as peças são fixadas por placas de castanhas, mas apenas uma peça é rotacionada por intermédio de um acionamento motor. Na soldagem por fricção por arraste contínuo a peça que não apresenta movimento giratório é deslocada axialmente até ocorrer contato com a peça giratória, provocando o aquecimento das superfícies em atrito. Após ser atingida a temperatura de forjamento nas superfícies em contato dos materiais, o sistema de acionamento motor é desacoplado do sistema de fixação da peça rotativa fazendo com que a peça pare. Na seqüência, a pressão axial é aumentada até a obtenção do forjamento das peças e mantida posteriormente até o resfriamento total das peças soldadas.

No processo de soldagem por inércia, a peça fixada por um sistema acoplado a um volante é rotacionada até atingir velocidade adequada para a realização da soldagem. Quando a velocidade de soldagem é atingida, o volante é desacoplado do acionamento motor e uma outra peça, que estava estática, é deslocada axialmente sobre a peça giratória exercendo pressão axial constante. Quando o movimento giratório da peça fixada é cessado, a união das peças é finalizada (MACHADO, 1996; MARQUES et al., 2005).

Figura 2 – Desenho esquemático dos equipamentos para soldagem por fricção: (a) por arraste contínuo e (b) por inércia (MARQUES et al., 2005).

A soldagem por fricção tem sido utilizada nos mais variados setores da indústria, desde o ramo aeronáutico, metal-mecânico, petrolífero, militar, agrícola e automobilístico (KNIPSTRÖM, 1995).

De acordo com MARQUES et al. (2005), variações dos processos de soldagem por fricção têm sido aplicadas no reparo e manutenção na indústria naval, petrolífera e nuclear. Estas variações dos processos de soldagem por fricção são o Friction hydro pilar processing (FHPP), Friction stitch welding e o Friction stir welding (FSW). Ao contrário dos processos de soldagem por fricção por arraste contínuo e por inércia, o Friction hydro pilar processing e o Friction stitch welding são processos de soldagem de reparo e manutenção que utilizam consumíveis durante a soldagem. Como pode ser visto na Figura 3, o FHPP é realizado em duas etapas, as quais consistem em uma etapa inicial de furação do material de base e uma etapa posterior para enchimento desse volume com um consumível de composição equivalente a do material de base. Quanto ao Friction stitch welding (Soldagem de costura por fricção), este processo utiliza o mesmo método empregado no FHPP, porém, realiza sucessivas soldas sobrepostas com o propósito de reparar por completo estruturas que apresentem trincas. A Figura 4 ilustra uma solda realizada por Friction stitch welding.

Figura 3 – Friction hydro pilar processing: (a) cilíndrico e (b) cônico (MARQUES et al., 2005).

Figura 4 – Desenho esquemático de uma junta soldada por Friction stitch welding (MARQUES et al., 2005).

No Friction hydro pilar processing e no Friction stitch welding a união do material de base é iniciada a partir da geração de atrito e calor durante o contato do material consumível em movimento de rotação com a região mais profunda da cavidade obtida na etapa de furação. O atrito e o calor gerado durante o processo promovem o escoamento do material consumível deformado plasticamente e a movimentação axial de planos de cisalhamento do material de base, permitindo que o material de adição seja adicionado às paredes da cavidade.

O Friction stir welding, por sua vez, é um processo de soldagem que utiliza uma ferramenta rotativa não consumível, a qual pela ação de fricção gera calor e

escoamento plástico suficientes permite que materiais metálicos sejam unidos. Uma abordagem mais detalhada sobre o processo Friction stir welding é apresentada no item seguinte.

2.3 Friction Stir Welding (FSW)

O processo Friction stir welding é um processo de soldagem relativamente novo, o qual foi desenvolvido em 1991 pelo The Welding Institute (TWI) e inicialmente aplicado na soldagem de ligas de alumínio (MISHRA et al., 2005). Em termos de aplicação industrial, o FSW é um processo recente de união de materiais que está possibilitando, em um curto período de tempo, novas soluções de projeto envolvendo ligas de alumínio. Pelo fato de permitir a soldagem de materiais no estado sólido, o processo de soldagem FSW tem sido bastante utilizado na união de ligas de alumínio de grande resistência mecânica, susceptíveis a formação de trincas durante a solidificação quando soldadas por processos de soldagem ao arco elétrico.

De acordo com MACHADO (1996), NORLIN (2000), BARNES et al. (2000) e GANEV et al. (2005), o processo de soldagem FSW apresenta, em resumo, as seguintes vantagens quando comparado com processos de soldagem por fusão:

¾ Não necessita a utilização de material de adição para realizar a união das juntas.

¾ A zona afetada pelo calor é bastante reduzida, o que proporciona a junta uma pequena variação de dureza ao longo desta região.

¾ Deformações e tensões no material soldado são mínimas, quando verificadas. ¾ A utilização de gás de proteção geralmente é desnecessária.

¾ O processo é capaz de unir juntas de topo com espessuras acima de 12 mm com um único passe.

¾ Causa menor impacto ecológico, pois consome menos energia elétrica e não apresenta a formação de fumos de soldagem durante a sua execução.

Embora apresente muitas vantagens, segundo CARLETTI et al. (2004) e GANEV et al. (2005), o processo apresenta algumas desvantagens:

¾ Necessita que as juntas sejam fixadas rigidamente.

¾ O dispositivo de fixação de juntas impossibilita a utilização de equipamento portátil.

¾ A ferramenta de soldagem deve ser adequada para cada espessura de material que se deseja soldar.

¾ No final das soldagens, a ferramenta deixa um orifício no cordão de solda.

Segundo LI et al. (1999), a temperatura desenvolvida no processo é relativamente baixa e, para as ligas de alumínio, não ultrapassa a temperatura de fusão (Tf), chegando a temperaturas máximas de processo variando entre 0,6 Tf e 0,8 Tf nestes materiais. Como a temperatura desenvolvida no processo FSW é abaixo da temperatura de fusão do material de base, a utilização de gases de proteção na soldagem de ligas de alumínio é desnecessária, pois não ocorre a formação de poça de fusão como nos processos de soldagem a arco elétrico. Já que não há formação da poça de fusão, a geração de respingos também não é verificada nas juntas soldadas. Outra característica importante do processo FSW é a inexistência de radiação do arco elétrico, pois a geração de calor no processo é obtida mecanicamente e não eletricamente como nos processos de soldagem por arco elétrico.

De acordo com ANDERSSON et al. (1999), máquinas de usinagem para fresamento modificadas têm sido utilizadas com sucesso no desenvolvimento de pesquisas envolvendo o processo FSW. Fresadoras verticais, como a ilustrada na Figura 5, podem ser facilmente adaptadas para a execução de soldas por FSW por possuírem características de projeto que atendem as exigências do processo. Estas características são a grande rigidez estrutural do conjunto e a gama de velocidades de avanço e de rotações que podem ser desenvolvidas pela máquina-ferramenta.

Figura 5 – Fresadora vertical adaptada para a realização de soldas por FSW (ANDERSSON et al., 1999).

As características de projeto de construção permitem que, com poucas implementações, as fresadoras sejam utilizadas como fontes energia mecânica de alto torque para a soldagem FSW. As implementações podem variar desde a instalação de equipamentos auxiliares para medição de forças e torques desenvolvidos durante o processo de soldagem, bem como a utilização de um dispositivo especial para fixação das juntas e instalação de um sistema eletrônico para indicar o posicionamento da ferramenta durante a realização das soldagens. O dispositivo para fixação de juntas, deve ser desenvolvido especificamente para a mesa da fresadora e deve manter a junta bem fixa, evitando o afastamento das partes que a compõe devido a ação das forças desenvolvidas durante a penetração

da ferramenta rotativa no início do processo e durante o avanço da ferramenta ao longo da linha de soldagem (MISHRA et al., 2005). Na Figura 6 é ilustrado um dispositivo de fixação para juntas de topo.

Figura 6 – Dispositivo para fixação de juntas de topo (ANDERSSON et al., 1999).

2.3.1 Princípios de operação

O princípio de operação do processo FSW é considerado simples. A união é realizada pelo aquecimento friccional gerado pela rotação e pelo movimento de translação de uma ferramenta cilíndrica não consumível entre uma junta, conforme mostrado na Figura 7.

Figura 7 – Princípio de operação do processo de soldagem Friction stir welding (THOMAS et al., 1997).

Na soldagem por processo FSW ilustrada pela Figura 7, uma ferramenta cilíndrica composta por um suporte e um pino de alta resistência ao desgaste é pressionada sobre uma junta com o objetivo de produzir aquecimento friccional entre os membros desta, causando o amolecimento do material de base sem que este alcance o seu ponto de fusão. O suporte da ferramenta desenvolve com sua parte inferior um aquecimento friccional na região de contato com o metal de base. A ação combinada do aquecimento friccional gerado pelo pino e pelo suporte da ferramenta geram uma condição hidrostática aproximadamente plástica ao redor do pino pressionado e a superfície da junta em contato com o suporte (THOMAS et al., 1997). O aquecimento friccional desenvolvido durante a soldagem pode ser variado pela alteração da velocidade de rotação da ferramenta e da intensidade da força normal de compressão aplicada na ferramenta durante a execução do processo de soldagem (CARLETTI et al., 2004).

O suporte da ferramenta, além de ajudar na geração do aquecimento friccional total do processo, também tem a função garantir uma boa aparência superficial e evitar que o material deformado plasticamente na superfície da junta seja expelido durante a soldagem. Apesar disso, a face da solda apresenta em toda a sua extensão ondulações superficiais semi-circulares, como ilustrado na Figura 7. Segundo KHALED (2005), ondulações semi-circulares não devem ser consideradas como defeitos de soldagem por serem inerentes ao processo. Essas ondulações são desenvolvidas a partir do contato entre a geometria da parte inferior do suporte da ferramenta e a superfície da junta durante o deslocamento da ferramenta em movimento de rotação.

Na execução do processo, enquanto a ferramenta de soldagem é deslocada ao longo da junta (direção de avanço), o pino gera um fluxo de material deformado plasticamente devido a rotação da ferramenta. Com o avanço da ferramenta, o material do fluxo plástico gerado pelo pino coalesce transversalmente entre o substrato e o pino, formando uma ligação de fase sólida entre os substratos e unindo os membros da junta (THOMAS et al., 1997 e MISHRA et al., 2005). Devido a esse comportamento, THOMAS et al. (1997) definiram que o Friction stir welding pode ser considerado como uma técnica autógena de soldagem por keyhole. Por outro lado, CARLETTI et al. (2004) comentam que o processo FSW pode ser comparado com um processo de extrusão devido ao comportamento plástico exibido pelo material aquecido ao redor do pino da ferramenta durante a soldagem. Em concordância com CARLETTI et al. (2004), GANEV et al. (2005) diz que o processo FSW pode ser descrito como uma combinação de processos de conformação mecânica de extrusão e forjamento.

2.3.2 Variáveis do processo

No FSW as variáveis do processo são fatores que influem diretamente no fluxo de material deformado plasticamente durante a soldagem. A geometria da ferramenta, os parâmetros de soldagem e o projeto da junta são os fatores que exercem efeitos importantes no comportamento do fluxo material, na distribuição da

temperatura desenvolvida e na evolução microestrutural do material soldado (KHALED, 2005).

2.3.2.1 Geometria e material da ferramenta de soldagem

Segundo MISHRA et al. (2005), apesar do pouco entendimento sobre o fluxo plástico desenvolvido no processo FSW, presume-se que a geometria da ferramenta, bem como a rotação e a velocidade de deslocamento da ferramenta na junta influenciam o comportamento do fluxo. Ferramentas para FSW com diferentes geometrias têm sido desenvolvidas buscando a otimização das velocidades de rotação e de deslocamento da ferramenta, bem como a diminuição das forças de soldagem pela formação facilitada do fluxo plástico em diferentes materiais. Além de objetivar maior produtividade pela otimização dos parâmetros de soldagem, o desenvolvimento de ferramentas também busca obter soldas com propriedades mecânicas melhores, proporcionando desta forma, juntas de maior qualidade CARLETTI et al. (2004).

Uma ferramenta para FSW consiste de um pino e de um suporte, os quais podem assumir várias geometrias, conforme mostrado na Figura 8. Além de promover o aquecimento localizado da peça pela fricção entre o pino e o material de base, a ferramenta de soldagem tem a função de misturar o material e deslocá-lo na extensão de toda a junta (KHALED, 2005).

Segundo GUERRA et al. (2003), ferramentas para FSW devem possuir pinos com comprimento pouco menor que a espessura do material de base (em torno de 5 décimos de mm) e diâmetro próximo da espessura do material de base que se deseja soldar. Outra característica importante é o diâmetro do suporte da ferramenta, o qual deve ser três vezes o diâmetro do pino.

Figura 8 – Representação esquemática de ferramentas rotativas com várias configurações de suporte e pino (KHALED, 2005).

SCIALPI et al. (2006) estudaram os efeitos de três ferramentas com suportes de geometrias diferentes e com pinos roscados de geometrias iguais nas propriedades mecânicas e microestruturais de juntas da liga de alumínio 6082-T6. De acordo com as observações de SCIALPI et al. (2006), diferenças na geometria dos suportes das ferramentas provocaram crescimento dos grãos em regiões que experimentaram grandes deformações plásticas. Segundo os autores, isso ocorreu devido aos diferentes aquecimentos gerados pelos suportes. A influência da geometria dos diferentes suportes também foi observada nos perfis de microdureza das regiões que sofreram grandes deformações plásticas. Segundo SCIALPI et al. (2006), os valores da microdureza na zona misturada foram coerentes com o

tamanho de grão e altos valores de dureza são verificados em locais com uma estrutura composta por grãos finos.

FUJII et al. (2006) investigaram a influência da utilização dos pinos de ferramentas de geometria cilíndrica sem pino roscado, cilíndrica com pino roscado, e com pino prismático triangular sobre as propriedades mecânicas e na microestrutura das ligas de alumínio 1050-H24, 6061-T6 e 5083-O. De acordo com os resultados obtidos, FUJII et al. (2006) concluíram que ferramentas cilíndricas sem pino roscado produzem soldas com propriedades mecânicas melhores em ligas com resistência mecânica baixa como a liga 1050-H24, pois produzem menor quantidade de defeitos (caracterizados por vazios internos) do que as demais geometrias de ferramentas. Já para a liga 6061-T6, as diferentes geometrias das ferramentas não afetaram significativamente as propriedades mecânicas e a microestrutura do material na região soldada. Por outro lado, na soldagem FSW da liga 5083-O, ferramentas cilíndricas com e sem pino roscado produzem facilmente vazios nas juntas soldadas quando altas rotações são utilizadas nas soldagens. Apesar disso, FUJII et al. (2006) relataram que em rotações mais baixas, as ferramentas cilíndricas com pino roscado produzem soldas de qualidade.

Segundo ROSATO (2003), ferramentas para FSW devem apresentar grande durabilidade e os materiais para a fabricação destas ferramentas devem ser escolhidos em função do tipo de junta que se deseja unir, dos parâmetros de processo e do tipo de equipamento que será utilizado para a realização das soldas. Em concordância com ROSATO (2003), KHALED (2005) afirma que os materiais utilizados para a fabricação de ferramentas para FSW são selecionados considerando a espessura, temperatura de fusão e dureza do material de base. Em observação posterior, FUJII et al. (2006) afirmaram que a aplicação do processo FSW na soldagem de materiais que apresentam alto ponto de fusão tem sido limitada devido a falta de materiais apropriados para a fabricação de ferramentas. De acordo com ROSATO (2003), materiais apropriados para ferramentas para FSW devem possuir condutividade térmica menor que a do material que se deseja unir, possuir grande estabilidade dimensional, tenacidade à fratura, boa usinabilidade e baixo custo. Segundo CARLETTI et al. (2004), os materiais para ferramentas utilizadas em FSW devem possuir baixa condutividade térmica, para que as perdas de calor pela ferramenta sejam mínimas, boa resistência à abrasão, resistência às

altas temperaturas desenvolvidas pelo processo e não devem ser susceptíveis a reações com o material que se deseja soldar.

KHALED (2005) relata que ferramentas de nitreto de boro cúbico policristalino (PCBN) têm sido utilizadas com sucesso na soldagem de aços inoxidáveis AISI 316L e AISI 310 por apresentarem boa resistência química e física ao desgaste, resistência a elevadas temperaturas desenvolvidas no processo e por dissiparem com eficiência o calor conduzido para a ferramenta durante a soldagem.

Segundo FUJII et al. (2006) ligas de tungstênio, ligas de molibdênio, carboneto de tungstênio (WC) e nitreto de boro cúbico policristalino são materiais que ocasionam limitações na fabricação de ferramentas quando determinadas geometrias são desejadas, pois suas propriedades mecânicas dificultam a obtenção de geometrias complexas de pino, como, por exemplo, em ferramentas com pinos roscados. Apesar disso, alguns estudos têm relatado a utilização de ferramentas fabricadas em ligas de tungstênio e molibdênio (LIENERT et al., 2003) e em ligas de carboneto de tungstênio e cobalto (LIU et al., 2005).

Para ferramentas fabricadas em aço, alguns estudos relatam a utilização de ferramentas de aço carbono (MURR et al., 1997, MURR et al., 1998, LI et al.,1999, SQUILLACE et al., 2004, DEQING et al., 2004 e ELANGOVAN et al., 2007), de aço AISI H13 (ZENG et al., 2006), e aço rápido (CHEN et al., 2006) na soldagem FSW. De acordo com ROSATO (2003), ferramentas de aço H13 têm sido utilizadas com sucesso na soldagem FSW de ligas de alumínio pelo fato de atenderem aos requisitos de baixo custo, boa condutividade térmica e resistência à fratura, além de apresentarem dureza superior a 45 HRC quando submetidas a tratamentos témicos de têmpera e revenimento. Por outro lado, segundo FUJII et al. (2006), as ferramentas para FSW fabricadas em aço podem ser fragilizadas durante a soldagem de ligas de alumínio da série 7000 devido a estas ligas possuírem zinco como elemento de liga. ROSATO (2003) explica que essa fragilização da ferramenta na soldagem de ligas de alumínio contendo zinco em sua composição química, ocorre devido à migração do zinco para os contornos de grão do material da ferramenta quando temperaturas elevadas são alcançadas. Apesar disso, ROSATO (2003) comenta ainda que este inconveniente pode ser eliminado utilizando-se materiais alternativos para a fabricação de ferramentas, como ligas de titânio e

Inconel ou aplicando-se revestimentos como zircônia ou nitreto de silício em ferramentas de aço.

2.3.2.2 Parâmetros de soldagem

A energia fornecida a uma junta durante a execução da sua soldagem é dependente de parâmetros intrínsecos ao processo de soldagem utilizado. Esta energia fornecida à junta em determinada unidade de comprimento é chamada de energia de soldagem ou aporte térmico (MARQUES et al., 2005).

Segundo KIM et al. (2006), a quantidade de calor desenvolvida no processo FSW pode ser descrita pela Equação 1:

[

]

3

4

J

PNR

q

=

π

µ

P é a pressão exercida pela ferramenta [Pa]; N é a rotação da ferramenta [rpm];

R é o raio do suporte da ferramenta [mm].

Na Equação 1, se considerarmos a velocidade de avanço da ferramenta de soldagem, teremos então a Equação 2 que é referente a energia de soldagem Q.

[

/

]

3

4

m

J

V

PNR

V

q

Q

=

α

=

π

αµ

α é o coeficiente de eficiência do insumo de calor [J/m]; µ é o coeficiente de fricção;

V é a velocidade de soldagem [mm/min].

KIM et al. (2006) explicam que se α, µ, e R forem assumidos como constantes na Equação 2, a energia de soldagem pode ser calculada pela Equação 3 simplificada, a qual expressa o cálculo da energia de soldagem considerando apenas a pressão exercida pela ferramenta, a rotação e a velocidade de avanço da ferramenta ou velocidade de soldagem:

V

PN

Q

=

Por outro lado, segundo ROSATO (2003), a quantidade de calor gerado no processo FSW pelo suporte da ferramenta na superfície da junta (na posição horizontal plana) pode ser descrito pela Equação 4, enquanto que a energia de soldagem pode ser calculada pela Equação 5.

]

[

3

kW

R

Q

=

πσ

ω

Q é o calor gerado pelo processo de soldagem [kW]; ω é velocidade angular de rotação da ferramenta [rad/s]; Rt é o raio do suporte da ferramenta [m];

σy é a tensão de escoamento do material de base na temperatura de soldagem

[MPa];

]

/

[

1000

2

m

J

V

T

r

HI

=

π

ε

r é a rotação da ferramenta [rpm];

T é o torque transmitido pela ferramenta [N.m];

ε é a eficiência do processo (onde ε é 0,9 para o alumínio); V é a velocidade de soldagem [mm/min].

Em estudo relacionado à soldagem da liga de alumínio trabalhável termicamente tratável 2024-T3, SUTTON et al. (2003) calcularam as energias de soldagem com o auxílio da Equação 6. De acordo com SUTTON et al. (2003), a Equação 6 desconsidera as perdas de energia por condução através do sistema de fixação do metal de base, bem como as perdas por convecção durante a realização das soldagens.

]

.

[

=

T

J

mm

E

ν

ω

T é o torque transmitido pela ferramenta [N.m]; ω é a velocidade angular da ferramenta [rad.s-1]; νt é a velocidade de avanço da ferramenta [mm.s-1].

LOMBARD et al. (2007) argumentam que vários estudos têm proposto equações para caracterizar a energia de soldagem desenvolvida no processo FSW e que a consideração de uma única fonte de geração de calor como a fricção entre a ferramenta de soldagem e o metal de base ou como o aquecimento gerado pela deformação plástica, por exemplo, tornam o entendimento do processo FSW mais complicado. Desta forma, LOMBARD et al. (2007) utilizaram duas formas diferentes para calcular a energia de soldagem em estudo relacionado a otimização de parâmetros de processo, minimização de defeitos e maximização da vida em fadiga da liga de alumínio trabalhável não tratável termicamente 5083-H321. A primeira forma de levantamento da energia de soldagem no estudo foi realizada utilizando-se a Equação 7, a qual descreve a energia de soldagem aproximada considerando o

torque da ferramenta. A segunda forma utilizou a Equação 8 que trata a energia de soldagem como potência friccional desenvolvida no processo.

]

/

[

2

mm

J

f

T

Q

=

η

π

ω

η é a eficiência da transferência de calor na solda (em torno de 0,9); ω é a velocidade de rotação da ferramenta [rpm];

T é o torque transmitido pela ferramenta [N.mm]; f é a taxa de avanço da ferramenta [mm/min].

]

/

[

3

4

s

J

Rt

F

P

=

π

µ

ω

µ é o coeficiente efetivo de fricção abaixo do suporte da ferramenta;

FZ é a força normal à superfície do metal de base (força com que a ferramenta

é pressionada contra a superfície do metal de base) [N]; ω é a velocidade de rotação da ferramenta [rpm];

Rt é o raio do suporte da ferramenta [mm].

ARBEGAST (2004) diz que a potência de soldagem (potência fornecida pelo pino da ferramenta em função do torque e da rotação desenvolvidos na soldagem FSW) é dependente do fator de eficiência do eixo árvore (rendimento do motor elétrico responsável pela rotação da ferramenta), o qual descreve o percentual de potência transferido do motor elétrico da máquina de soldagem para o pino da ferramenta.

e

T

P

=

ω

η

P é a potência de soldagem [W];

ω é a velocidade de rotação da ferramenta [rad/s];

T é o torque do eixo árvore da máquina de soldagem [N.m]; ηe é a eficiência do eixo árvore (no máximo 1).

Considerando-se a potência de soldagem em função da velocidade de avanço da ferramenta, obtêm-se a Equação 10 referente a energia específica de soldagem.

f

V

P

SE

=

Vf é a taxa de avanço da ferramenta [mm/s].

Em estudo posterior, CHEN et al. (2006), apresentaram um modelo matemático para o cálculo da geração de calor no processo FSW levando em consideração a influência da inclinação da ferramenta na geração de calor da solda, de acordo com a Equação 11. Segundo CHEN et al. (2006), o ângulo de inclinação da ferramenta, ângulo formado entre o eixo central da ferramenta e a superfície do material de base, conforme a Figura 9, tem grande influência na geração do fluxo material devido a força friccional e ao insumo de calor sob as mesmas velocidades de soldagem e de rotação da ferramenta.

]

3

)

tan

1

(

cos

1

)

[(

*

]

)

1

(

[

3

2

H

R

R

R

R

F

Q

+

+

+

−

−

+

=

θ

α

ω

µ

δ

τ

δ

π

onde:

Qtotal é o insumo de calor [J/m];

δ é a variável de estado de contato (0 ≤ δ ≤ 1);

σyield é a tensão de escoamento do metal de base [Pa];

µ é o coeficiente de fricção;

F é a força normal à superfície do metal de base [N]; ω é a velocidade de rotação da ferramenta [rpm]; Rs é o raio do suporte da ferramenta [m];

Rp é o raio do pino da ferramenta [m];

α é o ângulo de inclinação da ferramenta [°]; θ é o ângulo do cone do suporte da ferramenta [°]; Hp é o comprimento do pino da ferramenta [m].

Figura 9 – Ângulo de inclinação da ferramenta com relação à superfície do metal de base (adaptado de KHALED, 2005).

MISHRA et al. (2005) relatam que parâmetros de soldagem como a velocidade de rotação e a velocidade de soldagem ou velocidade de avanço da ferramenta são parâmetros extremamente importantes no FSW, pois estes influem diretamente no comportamento do fluxo plástico durante a execução da soldagem. De acordo com YANG et al. (2004) a combinação destes dois parâmetros de processo permite a realização de uniões em condições diferentes, as quais a literatura consultada chama de “solda quente”, “solda média” e “solda fria”. Soldas quentes são soldas

realizadas com altos aportes térmicos, baixas rotações, baixas velocidades de soldagem da ferramenta e com baixa potência do processo. As soldas frias são soldas realizadas com baixos aportes térmicos, altas rotações, altas velocidades de soldagem da ferramenta e com alta potência do processo. As soldas médias, por sua vez, são soldas realizadas com aportes térmicos, rotações, velocidades de soldagem da ferramenta e potência do processo intermediários entre os parâmetros utilizados na execução de soldas quentes e soldas frias (YANG et al., 2004).

LOMBARD et al. (2007) comentam que a potência friccional desenvolvida durante a soldagem FSW está relacionada diretamente com as propriedades trativas de juntas soldadas da liga de alumínio 5083-H321. De acordo com a Figura 10, altos valores de resistência à tração são obtidos na juntas soldadas da liga 5083-H321 quando valores menores de potência friccional são desenvolvidos. Estes baixos valores de potência friccional estabelecem temperaturas de processo mais altas que as observadas quando altos valores de potência friccional são desenvolvidos, permitindo que seja desenvolvida uma melhor formação do fluxo plástico e, por conseqüência, o desenvolvimento de melhor resistência à tração.

200 220 240 260 280 300 320 1600 1800 2000 2200 2400 2600

Potê ncia friccional (J/s )

R esi st ên ci a a t ração ( M P a )

Figura 10 – Potência friccional versus resistência à tração da liga 5083-H321 (adaptado de LOMBARD et al., 2007).

Segundo YANG et al. (2004), no estudo metalúrgico da liga AA2524-T351 soldada por FSW foi observado que soldas quentes e soldas frias podem apresentar uma estrutura de grãos equiaxiais em seções transversais das regiões que foram deformadas plasticamente na soldagem. Além disso, de acordo com discussões conduzidas por YANG et al. (2004), grãos recristalizados nas regiões deformadas plasticamente de soldas quentes e frias apresentam tamanho médio diferente, sendo que em soldas quentes o tamanho médio dos grãos recristalizados foi relativamente menor que o tamanho médio dos grãos recristalizados tanto em soldas médias como em soldas frias.

2.3.2.3 Tipos de juntas

Segundo MISHRA et al. (2005) as configurações de juntas mais convenientes para a soldagem FSW são as juntas de topo e as juntas sobrepostas. Uma grande quantidade de estudos envolvendo a soldagem FSW de juntas de topo e juntas sobrepostas tem sido realizada com o objetivo de investigar a evolução microestrutural das regiões desenvolvidas nas soldas, as propriedades de cada uma destas regiões e os fatores que afetam as propriedades (CEDERQVIST et al., 2001, SUTTON et al., 2002, SU et al., 2003, SALEM, 2003, YANG et al., 2004, FONDA et al., 2004, SU et al., 2005).

2.3.3 Fluxo plástico

De acordo com LI et al. (1999), o comportamento do fluxo plástico de material originado durante a soldagem com FSW é dependente da geometria e da rotação da ferramenta.

MISHRA et al. (2005) relatam que o comportamento do material durante a execução do FSW é bastante complexa e, embora fatores como a geometria da ferramenta, parâmetros de soldagem, material e temperatura inicial da junta possam influenciar a formação do fluxo do material, o entendimento sobre o processo de deformação envolvido ainda não é completamente compreendido.

Em concordância com CARLETTI et al. (2004) sobre o fato do processo de soldagem FSW poder ser comparado com um processo de extrusão, MISHRA et al.

(2005) relatam que um modelo chamado de modelo da zona misturada, desenvolvido por outros pesquisadores, onde o fluxo plástico de material se apresenta na forma de um vórtice durante a rotação do pino da ferramenta. Esse fluxo de material é originado a partir de uma determinada velocidade angular e flui desde a ferramenta até uma interface desta e o metal de base, onde a velocidade angular do fluxo cai a zero, formando uma zona plástica pela deformação plástica decorrente. MISHRA et al. (2005) relatam que a formação do fluxo plástico inicia-se quando a ferramenta de soldagem se deslocada com velocidades de soldagem e rotações constantes, desenvolvendo temperaturas favoráveis à deformação plástica do material de base. Quando estas temperaturas favoráveis à deformação plástica a quente são alcançadas, uma região de deformação plástica inicial desenvolvida faz com que tensões geradas pela ferramenta de soldagem excedam as tensões críticas de fluxo do material, tornando possível o desenvolvimento de um fluxo plástico. O material da região então é deformado plasticamente e forçado tanto para cima (na região de contato com o suporte da ferramenta), como para baixo (em direção a região extrudada), sendo verificada ainda a captura de pequenas quantidades deste material pelo vórtice formado na parte inferior do pino da ferramenta. Este mecanismo é mostrado esquematicamente na Figura 11.

Na região extrudada, o fluxo plástico em torno do pino da ferramenta flui a partir da parte dianteira da ferramenta e é direcionado para a parte traseira desta, onde o material é forçado em uma cavidade à esquerda pelo movimento desenvolvido pelo pino sob a presença de pressões hidrostáticas. O material extrudado é mantido na cavidade e sujeitado a forças de forjamento direcionadas para baixo exercidas pelo suporte da ferramenta que consolidam a região de forjamento de material na parte traseira da junta. Já o material da região em contato com o suporte, é arrastado através da junta a partir do lado de recuo para o lado de progressão da solda. À medida que o processo de soldagem é conduzido, o material após o forjamento é resfriado naturalmente ou sob um resfriamento em condições forçadas (MISHRA et al., 2005).

Segundo MISHRA et al. (2005), estudos têm sugerido que as características do fluxo plástico, bem como a microestrutura obtida de soldas de ligas de alumínio realizadas por FSW são semelhantes a microestrutura e as características obtidas em ligas de alumínio submetidas a processos de trabalho mecânico a quente como extrusão e forjamento. Além disso, em soldas obtidas por FSW podem ser observadas cinco regiões distintas desenvolvidas longitudinalmente na junta durante a execução da soldagem. Como pode ser visto na Figura 12, estas regiões são divididas em região pré-aquecida, região de deformação inicial, região extrudada, região de forjamento e região resfriada ou pós-aquecida.

Figura 12 – Regiões obtidas pelo processamento metalúrgico no FSW: (a) vista lateral e (b) vista superior (adaptado de ARBEGAST, 2004).

Na região pré-aquecida à frente do pino da ferramenta, um aumento de temperatura é observado devido ao aquecimento friccional gerado pela rotação da ferramenta e ao aquecimento adiabático desenvolvido, ou seja, aquecimento não influenciado por transferências de calor no processo, cujo máximo valor é verificado no suporte e no pino da ferramenta durante a deformação plástica do material na soldagem. A extensão do aquecimento desta região é governada principalmente

(a)

pela velocidade de soldagem da ferramenta e pelas propriedades térmicas do material de base (MISHRA et al., 2005).

2.3.4 Evolução microestrutural

GANEV et al. (2005) relatam que as soldas realizadas por FSW possuem seções transversais características, as quais são compostas de zonas com propriedades mecânicas e microestruturais distintas. Conforme a Figura 13, as zonas desenvolvidas em uma solda realizada por FSW são o nugget, zona termo-mecanicamente afetada (ZTMA) e zona afetada pelo calor (ZAC).

Figura 13 – Seção transversal característica de uma junta soldada por FSW (adaptado de RUSSEL, 2003).

2.3.4.1 Nugget

O nugget é uma parte da zona termo-mecanicamente afetada que experimentou altas deformações plásticas, ocasionando desta forma, a recristalização dos grãos presentes nesta região. O nugget é aproximadamente simétrico à linha de centro da solda e apresenta um diâmetro tipicamente similar ao diâmetro do pino da ferramenta utilizada na soldagem (SCIALPI et al., 2006) e apresenta, segundo a zona D na Figura 13, uma macroestrutura em forma de anéis

concêntricos centrais. Segundo a literatura (CHEN et al., 2006), esta macroestrutura formada por anéis concêntricos é chamada de “onion rings”.

SU et al. (2003) comentam que no nugget a estrutura de grãos submetida a uma intensa deformação plástica é totalmente eliminada e substituída por uma outra estrutura caracterizada por grãos equiaxiais finos. Estes grãos finos são separados por contornos de alto ângulo ao redor dos grãos (Figura 14) e por um grande número de discordâncias. Segundo SU et al. (2003) este aumento de discordâncias pode ter sido ocasionado durante o resfriamento a partir das altas temperaturas desenvolvidas no processo, ou, ainda, gerado pelo processo de soldagem após a ocorrência da recristalização dinâmica. A Figura 14 mostra a estrutura de grãos do nugget próximos a face da solda (Figura 14(a)), grãos no centro do nugget (Figura 14(b)) e grãos do nugget próximos a raiz da solda (Figura 14(c)).

Figura 14 – Grãos recristalizados dinamicamente no nugget da liga de alumínio 1100 soldada por FSW: (a) face da solda, (b) centro e (c) raiz da solda (MURR et al., 1997).

Segundo MURR et al. (1998) a recristalização dinâmica dos grãos do nugget em soldas FSW ocorre em 5 etapas, conforme a Figura 15. Na primeira etapa (1), o material dos membros da junta é misturado pelo pino da ferramenta, promovendo, desta forma, uma deformação inicial da estrutura de grãos do material. Na segunda e terceira etapas (2 e 3), ocorre a distorção dos grãos e um grande aumento na densidade de discordâncias. Na quarta etapa (4), discordâncias densas promovem a nucleação de novos grãos, os quais permitem um escoamento massivo de material formando um fluxo. Na quinta etapa (5), ocorre um crescimento limitado dos grãos devido à geração adiabática de calor desenvolvida pelo processo de soldagem.

Figura 15 – Seqüência esquemática da recristalização dinâmica no processo de soldagem FSW (adaptado de MURR et al., 1998).

SU et al. (2003) acreditam que é pouco provável que a recristalização dinâmica do nugget ocorra por um processo convencional de recristalização descontínua, pois, segundo análises microestruturais realizadas na liga 7050-T651 soldada por FSW, a nucleação convencional de grãos com alto contorno e a migração de contornos de grão que são típicos na recristalização descontínua não foram observadas. SU et al. (2003) relatam que o mecanismo mais adequado responsável pela recristalização dos grãos no nugget é um processo de recristalização dinâmica contínua. Neste caso, o processo de recristalização dinâmica contínua é criado a partir das grandes deformações plásticas e do aquecimento friccional localizado desenvolvidos no material de base durante a movimentação do pino da ferramenta. Na recristalização dinâmica, tanto o aquecimento quanto as deformações aumentam desde a zona termo-mecanicamente afetada até o nugget. Desta forma, o desenvolvimento de altas densidades de discordância em grãos recristalizados no nugget pode ser verificado.

Segundo SU et al. (2003), o processo de recristalização dinâmica contínua no nugget ocorre da seguinte forma: durante o início do ciclo termo-mecânico de soldagem, as deformações plásticas realizadas pela ferramenta geram grandes quantidades de discordâncias e as elevadas temperaturas do processo fazem com que ocorra o crescimento dos grãos. Grãos muito pequenos e de baixo ângulo de contorno são formados intergranularmente por um processo de recuperação dinâmica e, durante o desenvolvimento do ciclo termo-mecânico, grandes quantidades de discordâncias são introduzidas nestes pequenos grãos para equilibrar as tensões de grãos mais próximos. Grãos equiaxiais recristalizados de alto ângulo são então formados a partir do crescimento de pequenos grãos desorientados devido a absorção das discordâncias acomodadas dentro dos contornos destes pequenos grãos. Após a formação dos grãos recristalizados dinamicamente, discordâncias adicionais são geradas pelas deformações plásticas dentro dos grãos recristalizados e, ao final do ciclo termo-mecânico, ocorre a recuperação na estrutura final do material do nugget.

2.3.4.2 Zona termo-mecanicamente afetada (ZTMA)

MISHRA et al. (2005) definem a zona termo-mecanicamente afetada (ZTMA) como uma zona de transição entre o metal de base e o nugget. Esta zona é caracterizada por uma estrutura altamente deformada (devido ao calor absorvido no processo) e pela deformação plástica de grãos elongados do metal de base. Como ilustrado pela Figura 11, esta deformação plástica de grãos elongados é originada de um fluxo plástico ascendente desenvolvido ao redor do nugget durante a soldagem por FSW. Apesar do aquecimento friccional e da intensidade de deformações plásticas serem aumentados desde a ZTMA até o nugget (SU et al., 2003), MISHRA et al. (2005) afirmam que a recristalização dinâmica não ocorre na ZTMA. A recristalização é um fenômeno metalúrgico que é dependente de fatores como temperatura, tempo de permanência nesta temperatura e da microestrutura do material (CALLISTER, 2002). Por outro lado, SU et al. (2003) relataram que a recristalização dinâmica dos grãos do nugget é criada a partir da introdução localizada de aquecimento oriunda da fricção desenvolvida pela ferramenta e pelas severas deformações plásticas geradas. Embora a ZTMA sofra deformações plásticas, estas são insuficientes para que ocorra a recristalização dinâmica dos grãos desta zona. Em concordância com SU et al. (2003), SCIALPI et al. (2006) relataram em estudo posterior que nenhuma recristalização foi observada na ZTMA, pois a temperatura derivada do processo durante a fricção não é alta o suficiente e a deformação não é severa o bastante para causar a recristalização.

Segundo SCIALPI et al. (2006) a deformação plástica na ZTMA resulta em um grande encurvamento da estrutura dos grãos, sendo evidenciada uma alteração na forma e nas dimensões dos grãos dessa região. SU et al. (2003) explicam que em regiões da ZTMA próximas a interface com o metal de base podem ser observados grãos de metal de base preservados e alongados devido ao engrossamento de pequenos grãos. A maior parte dos grãos destas regiões possui uma alta densidade de discordâncias, como pode ser visto nas Figuras 16a e 16b. SU et al. (2003) relatam que contornos de grão contendo alta densidade de subcontornos (gerados por recuperações dinâmicas), constituem as regiões da ZTMA vizinhas ao nugget (Figura 16c). Estas regiões são caracterizadas por subgrãos equiaxiais os quais possuem uma baixa densidade de discordâncias (Figura 16d).