A soldagem por fricção linear está se tornando cada vez mais um processo alternativo de manufatura em aplicações aeronáuticas, marítimas e automotivas(1) . As juntas confeccionadas por soldagem por fusão em ligas de alumínio apresentam baixa resistência à tração e fadiga devido à presença de defeitos, tensões residuais e material bruto associados a elas (2). Portanto, métodos de união no estado sólido como, por exemplo, soldagem por fricção linear, recentemente desenvolvida, podem unir eficientemente ligas de alumínio, similares ou não(1,2) . Contudo, deve-se eliminar certos defeitos associados a esse processo, bem como amenizar distribuições nãouniformes de temperaturas ao longo da junta soldada. O calor gerado pela soldagem por fricção linear é importante para plastificar localmente o material que se encontra abaixo do ombro da ferramenta. Já foram aplicados diversos modelos numéricos para se avaliar a evolução resultante de temperatura. Por exemplo, Frigaard e outros(3) desenvolveram um modelo térmico e analisaram a rápida transição de calor abaixo do ombro da ferramenta e ao longo da direção da espessura para quatro formatos diferentes. Além disso, o tempo de mergulho e de parada gera o valor máximo de temperatura, a qual diminui à medida que

Fig. 1 – Diagrama esquemático do processo de soldagem por fricção linear

a ferramenta se move na linha de solda (4). Portanto, durante a soldagem por fricção linear, a temperatura varia perpendicularmente através da espessura da peça que está sendo processada, e também longitudinal e transversalmente ao longo da linha central de solda, o que possibilita diferentes evoluções microestruturais e de dureza (2). Contudo, o surgimento de altas temperaturas nos processos de soldagem por fricção linear pode ser indesejável, levando à necessidade de desenvolver estudos para se investigar a estabilidade das temperaturas resultantes.

A despeito de suas vantagens (7), este tipo de soldagem possui diversos inconvenientes. O defeito denominado “furo final” e a posição do local de mergulho da ferramenta podem diminuir o comprimento de uma chapa (L) para um valor menor (Ln), conforme mostrado na figura 1. O furo feito na chapa geralmente se torna um ponto de tensões mecânicas, que pode induzir à formação de trincas (8 ,9).

Portanto, já foram apresentados na literatura quatro métodos com o objetivo de se eliminar o defeito “furo final”, por meio do uso de abas de entrada /saída, plugues,

 

ferramentas com pino retrátil e realocação do furo final (10). Huang e outros (11) recentemente usaram um método diferente, o qual adotou o princípio da soldagem a ponto por fricção e preenchimento. Neste processo, após um pino de alumínio ser consumido no furo final, o ombro plano de aço melhora as propriedades mecânicas pelo processamento por fricção linear ao longo da junta soldada (11).

Entretanto, podem surgir algumas dificuldades durante a implementação desses métodos. Este estudo investigou a instabilidade de temperaturas na soldagem por fricção linear, determinando se o calor varia devido ao movimento da ferramenta (4) ou em razão do seu distanciamento a partir da borda da chapa.

Este trabalho também trata de uma técnica para prever a ocorrência de alguns defeitos. Foi desenvolvido um modelo termoquímico para validar os resultados obtidos por meio de termopares e para determinar a distância apropriada do local de mergulho a partir da borda da chapa.

 

Fig 2 - Diagrama esquemático para os ensaios experimentais

Procedimento experimental

Foram usadas nos experimentos chapas feitas com liga de alumínio 6061-T6 (A A6061-T6), com dimensões de 300 x 200 x 6,4 mm.

A composição química da liga e o limite de resistência sob tração dessas chapas são mostrados na tabela 1. A ferramenta usada para a soldagem por fricção linear foi feita com aço-ferramenta temperado (JIS SKD61), apresentando formato cilíndrico, superfície lisa e as seguintes dimensões: diâmetro do ombro, 12,2 mm; diâmetro do pino, 5,2 mm; e comprimento do pino, 3,5 mm. O ângulo de inclinação da ferramenta rotativa em relação ao eixo ‘Z’ foi igual a 0o e a superfície do ombro era reta. Neste estudo foi usado o processamento por fricção linear, uma vez que este método gera calor e força de forma similar ao verificado na soldagem por fricção linear (7). Contudo, este processo é mais eficiente que a soldagem por fricção linear em termos de tempo e fixação. A ferramenta mergulhou na linha central dos corpos de prova com velocidade (avanço do cabeçote) de apenas 5 mm / min, para reduzir as forças iniciais de mergulho, e, dessa forma, garantir a segurança da máquina. As velocidades rotacionais usadas foram iguais a 500 e 1.000 rpm, sendo utilizada uma fresadora CNC (modelo HASS VF-1D).

Conforme mostrado na figura 2, um dinamômetro com resolução igual a 0,1 kgf foi fi-

Fig. 3 – Posição dos furos sobre a placa para medição de temperaturas usando termopar

xado sobre a mesa CNC para medir os valores das forças necessárias ao modelamento. O dinamômetro foi ajustado para determinar as forças na direção ‘Z’. Uma placa de aço de baixo carbono foi posicionada entre o dinamômetro e as peças sob processamento como suporte.

Foram usinados furos com 1,5 mm de diâmetro em posições estratégicas para efetuar as medições de temperatura usando um termopar com oito canais, conforme apresentado na figura 3. O ombro, principalmente, gera calor (3). Portanto, o primeiro canal foi fixado sobre o material ao redor da borda do ombro.

Foram definidos três valores da distância x 1, 30, 55 e 80 mm, conforme mostrado na figura 3, para se investigar o efeito da distância de mergulho do primeiro pino a partir da borda da chapa sobre a temperatura de pico e a deformação da borda. A influência de tempos de parada, iguais a 5, 10, 20 e 40 s, também foi determinada neste estudo.

Modelo de elementos finitos

Neste estudo foi adotado um modelo acoplado sequencialmente, o qual foi dividido em duas partes. A primeira parte tinha como objetivo determinar as temperaturas e sua distribuição, enquanto a segunda devia indicar a deformação plástica adaptativa e o deslocamento de material.

Foi gerado um modelo tridimensional de campo acoplado (multifísico) usando o programa computacional ANSYS14. Foi usado o elemento SOLID278 na análise térmica, enquanto o SOLID185 foi usado na análise estrutural. O calor gerado pela ferramenta foi simulado na zona de penetração; isso indica tanto o efeito do mergulho do pino como do tempo de parada sobre a deformação plástica, além do deslocamento do material na borda da chapa.

A agitação não foi modelada, uma vez que a incorporação dos seus efeitos na deformação plástica e no deslocamento do material é difícil. Para assegurar a precisão do modelo, primeiramente, os valores de temperatura obtidos a partir dos resultados do modelo de elementos finitos foram comparados com aqueles obtidos nos experimentos.

A seguir, o histórico térmico foi considerado no modelo estrutural. Este ficou mais complicado devido ao efeito da distribuição não-linear de calor sobre o comportamento do material, o qual depende de o modelo se comportar de forma elastoplástica ou viscoplástica. Foi assumido nesse estudo que a ferramenta é um sólido rígido e que a peça sob processamento é um material dúctil constituído por um elastoplástico multilinear com endurecimento cinético (12). Além disso, também foram adotadas curvas de tensão versus deformação da liga AA6061-T6 para vários gradientes de temperaturas (12).

Foi aplicada uma fina malha sobre a interface entre a ferramenta e a peça sob processamento para melhorar a precisão do modelamento. O tempo necessário para os cálculos foi reduzido assumindo-se apenas a metade do modelo, uma vez que sua simetria possibilita esse procedimento.

As condições de contorno na parte superior e inferior das peças sob processamento (condução e convecção) afetam os resultados; portanto, foi adotada a condição de contorno que havia sido aplicada por Mun e Seo (13). A geração de calor se alterou de acordo com a área de contato (pino/ombro) apresentando diferentes forças até que um comprimento específico do ombro (0,2 mm) mergulhasse no interior da peça sob processamento durante o tempo de parada.

Em razão da dificuldade em se simular esse fenômeno, foram usados valores médios de força com respeito à penetração do pino e ao tempo de parada, conforme será discutido nas seções subsequentes. Na soldagem por fricção linear o calor é gerado principalmente pela fricção e deformação plástica. Já foram desenvolvidas diversas fórmulas para avaliar a influência da soldagem/processamento por fricção linear sobre o grau de geração de calor dentro da área de união.

Também foram estabelecidos muitos modelos analíticos de calor, inclusive tridimensionais (3,14). O pino deve gerar apenas 2% do calor (15). Portanto, seu efeito é desprezado na maioria dos estudos. A equação (1) representa o calor gerado pelo ombro (3) e foi usada para computar o calor produzido pelo pino após o diâmetro do ombro ser convertido no diâmetro do pino para a geração de calor nos processos de mergulho do pino. Considerando-se a seguinte equação,

 

onde Q, μ, ω, P e R são o calor gerado [watt], coeficiente de fricção, velocidade rotacional [revoluções por segundo], pressão [N /m2] e diâmetro do ombro ou pino [m], respectivamente.

Na soldagem /processamento por fricção linear, o calor gerado pelo primeiro contato do pino aumenta a temperatura da chapa antes que o ombro mergulhe nela. Além disso, o material começa a se plastificar naquela região. Portanto, o calor gerado pelo pino é muito importante no estágio inicial de soldagem (mergulho); o ombro eleva esse calor gerado, especialmente durante o tempo de parada. A geração de calor diminui quando a ferramenta é movida, e também foi registrado que o aumento da velocidade de soldagem diminui a temperatura (4,16). Esse fenômeno deve estar relacionado com o curto tempo disponível para a condução de calor entre a ferramenta e os materiais que constituem a peça sob processamento. Portanto, a quantidade de calor durante o mergulho e no tempo de parada representa o valor de pico observado durante a soldagem. A equação de transferência transiente de calor pode ser escrita como se segue:

onde ρ, Cp, t, k e Q i são a densidade, calor específico, tempo, condutividade térmica e taxa de geração interna de calor nos três eixos, respectivamente.

Zhu e Chao (17) assumiram que o modelo termomecânico segue o critério de escoamento desenvolvido por von Mises. Seu modelo confirmou a ocorrência de com- portamento transiente e a relação entre as tensões σij e a deformação εij , que em seu estudo foi definida pela seguinte relação:

onde E, n e α são, respectivamente, o módulo de elasticidade, razão de Poisson e o coeficiente de expansão térmica em:

Esta equação representa os componentes das tensões desviatórias: λ, T0 e (•) denotam o fator de fluxo plástico, temperatura ambiente e diferenças de tempo.

A taxa de deformação (3) afeta o coeficiente de fricção (μ)(18). Esse fenômeno foi constatado em muitos estudos, incluindo o de Soundararajan e outros (19), no qual se usou uma faixa de valores de μ. Outros pesquisadores adotaram valores constantes de μ para estimar a influência total, tanto do fator térmico como plástico, sobre a soldagem por fricção linear (12,20) . No presente estudo, a variação das propriedades físicas das chapas de alumínio AA6061-T6 foi determinada a partir dos resultados apresentados no estudo de Nandan e outros (4), com respeito à temperatura, calor específico (Cp)

 

Fig. 4 – Valores de temperatura no momento da penetração (pino e ombro) para diferentes velocidades rotacionais

e condutividade térmica (k). Além disso, foi implementado nesse trabalho um valor constante de coeficiente de fricção μ, o qual foi igual a 0,4.

Resultados e validação do modelo

Os resultados medidos pelo termopar apresentaram concordância com os apresentados por Nandan e outros (4). A figura 4 mostra os incrementos de temperatura em relação ao tempo durante o estágio de penetração. A velocidade rotacional foi o fator que mais contribuiu para este incremento.

Por exemplo, a temperatura aumentou significativamente no 10º segundo (aproximadamente 85oC), entre 500 e 1.000 rpm, conforme pode ser constatado na figura 4. Por outro lado, a figura 5 (pág. 61) indica que o calor gerado pelo pino é dominante no estágio da penetração e que ocorre um ligeiro aumento do calor quando o ombro toca a peça sob processamento e mergulha.

Os experimentos foram interrompidos após um movimento de 10 mm ao longo da linha de solda para determinar a importância do calor gerado pelo pino. A figura 5 mostra que a temperatura

Fig. 5 – Valores de distribuição de temperatura para velocidade ω igual a 1.000 rpm e tempo de parada de 5 a 40 s. Os canais 5, 6, 7 e 8 foram desprezados, já que não mostraram alterações significativas.

da zona de agitação (zona do pino) permaneceu mais alta que a do ombro (canais 2 e 1 para o estágio de mergulho e canais 4 e 3 para o estágio de transição da ferramenta). Esta constatação deve estar relacionada com os fenômenos de convecção e radiação, os quais extraem calor a partir da borda do ombro.

Foi difícil simular a geração de calor nos dois primeiros estágios da soldagem por fricção linear com base na equação (1) (pág. 59) devido às variações de força e das fontes de calor (tanto do pino como do ombro). Portanto, foram usadas as leituras dos valores médios de força (Fave) do dinamômetro para modelar os efeitos separados do mergulho e do tempo de para- da. Os experimentos, conduzidos a 500 rpm, geraram forças extremamente altas, as quais poderiam danificar o dinamômetro ou a máquina. Portanto, esse estudo considerou apenas a temperatura medida sob esta velocidade específica de rotação. O surgimento

dessas altas forças também foi relatado em diversos trabalhos (19-21) sob velocidades iguais a 40 0, 450, 344 e 500 rpm. Elas estão relacionadas com o encruamento do material; ou seja, assim que a temperatura excede o ponto de recristalização, o encruamento e as forças diminuem (22).

A medição da temperatura na borda da peça sob processamento era problemática devido à severa deformação, a qual desalojou os canais dos termopares nos pontos de conexão associados aos dife-

Fig. 6 – Contornos dos gradientes de temperatura durante o estágio de penetração do pino. A temperatura está expressa em graus Kelvin: x1 igual a 30 mm.

rentes valores de x (30, 55 e 180 mm). Contudo, no modelo de elementos finitos, usou-se simplesmente uma faixa de valores de x1 para investigar esse efeito sobre a instabilidade da temperatura.

Quando as velocidades de rotação e de penetração foram iguais a, respectivamente, 1.000 rpm e 5 mm/min, o pino penetrou plenamente para dentro da peça sob processamento após 42 s, e a temperatura real medida foi igual a 339°C (conforme mostrado na figura 5, pág. 61). O erro nos resultados em relação às temperaturas calculadas por simulação no estágio de penetração (figura 6, pág. 61) foi igual a 11,2%. Esse erro pode estar relacionado com a natureza transiente das forças efetivas consideradas e/ou o efeito da superfície cilíndrica do pino sobre o processo de modelamento. Tal efeito foi desprezado.

A figura 7 mostra os valores de temperatura medidos pelo termopar para dois instantes de tempo diferentes. O objetivo desse procedimento foi determinar o efeito do tempo de parada. As diferenças entre os valores de temperatura foram constantes, não tendo sido observado efeito de contribuição nos três valores selecionados em relação à distância de mergulho a partir da borda da chapa (distância x1). O erro percentual entre os resultados experimental e numérico foi mínimo quando o tempo de parada foi igual a 20s, conforme apresentado na figura 8, nas distâncias x1 selecionadas. A precisão dos valores de temperaturas previstos e da sua distribuição foi mantida dentro de uma faixa de valores razoável considerando-se o

Fig. 7 – Resultados das medições feitas pelos termopares para diferentes valores da distância x1 e de tempo de parada

Fig. 8 – Erro entre os resultados experimentais e os calculados pelo modelo de elementos finitos para velocidade ω igual a 1.000 rpm e tempo de parada igual a 20s

Fig. 9 – Valores de temperatura calculados pela simulação para diferentes valores da distância de mergulho a partir da borda da chapa

modelo de geração de calor que foi selecionado para este estudo. A precisão aumentou o nível de

Fig. 10 – Resultados de contornos de temperatura obtidos a partir da simulação usando o método de elementos finitos, para tempo de parada igual a 40 s. Temperatura expressa em graus Kelvin: (a) x igual a 3 mm; (b) x igual a 30 mm.

confiança dos resultados gerados pelo modelo e do efeito da posição de mergulho sobre a temperatura. A distribuição é mostrada na figura 9 (pág. 62). Além disso, a temperatura de pico foi alta nas bordas da chapa quando a ferramenta penetrou na área próxima a elas (figuras 9 e 10). Conforme a figura 9, os valores de temperatura calculados pela simulação foram imprecisos quando o tempo de parada foi curto (menor que 5 s), uma vez que a fonte de calor estava mudando rapidamente do pino para o ombro. O resultado mostrado na figura 10 está associado à pequena área de convecção ao redor da ferramenta e a área de condução é insuficiente para conduzir calor à placa de apoio. Chao e outros (23) examinaram os parâmetros que afetam a quantidade de calor conduzida, a condição superficial e o efeito da pressão de contato sobre a temperatura. As áreas de convecção e condução foram grandes quando o ponto de penetração estava longe da borda. Portanto, a temperatura foi baixa e a distribuição encontrava-se em equilíbrio.

Conforme discutido anteriormente, a distância da penetração da ferramenta a partir da borda da chapa (x1) afeta significativamente a estabilidade da temperatura. Esta variação da temperatura já foi registrada na literatura (4,16) e tem sido frequentemente associada somente à velocidade de soldagem.

Contudo, a distância da ferramenta

a partir da borda da chapa também precisa ser considerada.

A literatura faz referência a uma junta fraca que pode ter sido resultado de um longo tempo de parada, o que leva a um superaquecimento (24). A temperatura de fusão (Tm) das chapas de alumínio AA6061-T6 é igual a 625°C. Sob velocidades de 500 e 1.000 rpm, todas as temperaturas resultantes de diferentes valores de tempo de parada foram 80% menores em relação à temperatura de fusão. Esses gradientes não correspondem a um superaquecimento. Nesse estudo, os instantes correspondentes ao tempo de parada foram iguais a 5, 10, 20 e 40 s. A tabela 2 mostra os valores médios das forças sob diferentes períodos de tempo. Os valores experimentais de temperatura e sua distribuição indicaram a ocorrência de transferência de calor nos dois primeiros estágios da soldagem por fricção linear. A geração de calor calculada pela simulação considerando a velocidade de 1.000 rpm e x1 igual a 30 mm apresentou concordância com a verificada experimentalmente dentro da faixa de valores de tempo de parada entre 5 e 40 s, conforme apresentado na figura 11.

A figura 10 (pág. 63) sugere o domínio do calor gerado pelo pino na zona de alta temperatura. Este resultado é coerente com as observações experimentais. Contudo, o ponto de inserção do pino precisa estar distante da borda da chapa.

O metal que entra em contato com o pino compartilha a mesma temperatura. Portanto, as posições dos furos que foram confeccionados para medir a temperatura efetivamente indicam a posição da temperatura máxima. No modelo de cálculo usado para a simulação do tempo de parada deve-se usar somente o diâmetro do ombro. Portanto, o ombro é a principal fonte de calor, e a zona de agitação do pino leva à temperatura de pico. Esta constatação foi confirmada por estudos anteriores (3). Quando o calor gerado pelo pino foi incorporado aos parâmetros de entrada da simulação (ou seja, duas fontes de calor, a saber: a ponta do pino e o ombro) durante o tempo de parada, a temperatura de pico determinada pela simulação foi mais alta que o seu valor real. Esta constatação pode ser atribuída às fracas forças atuantes sobre o pino quando o ombro estava em contato com a peça sob processamento.

Fig. 11 – Erro verificado entre os resultados experimentais e os obtidos a partir do modelo de elementos finitos para velocidade ω igual a 1.000 rpm e x1 igual a 30 mm

Fig. 12 – Resultados obtidos a partir do modelo de elementos finitos: (a) e (b), deformação plástica; e (c) e (d), deslocamento do material, para x1 igual a 30 e 5 mm, respectivamente, para tempo igual a 12 s do estágio de mergulho

Além disso, o valor do coeficiente de fricção na área da superfície do pino diminuiu devido à presença de material altamente plastificado.

Foi difícil simular o processo de agitação devido ao seu efeito não-linear sobre a quantidade e distribuição de calor nas forças mecânicas, coeficiente de fricção e deformação plástica. Portanto, esse estudo apresenta apenas o efeito do calor sobre a deformação plástica e o deslocamento de material. Antes de 12 s, sob uma profundidade de 1 mm, a força aumentou no estágio de penetração do pino. A partir desse ponto específico tal força começou a se estabilizar.

Além disso, a temperatura manteve-se menor que 30% do valor da temperatura de fusão do material processado. De acordo com Bachmaier e outros (25), não foi assumida a sensibilidade da resposta da taxa do material, seja dependente ou não. Os efeitos da distância x1 sobre a deformação plástica e deslocamento de material no tempo indicado são mostrados na figura 12 (pág. 65), sugerindo que a deformação plástica teve aumento de 47% quando a posição inicial do mergulho se deslocou de x1 igual a 30 mm para 4 mm.

A figura 13 mostra a deformação real que ocorreu na borda da chapa, na qual zonas não-soldadas e o defeito “furo final” devem ser cortados ou reparados. O defeito ranhura mostrado na figura 13 é causado por mudanças da temperatura quando a ferramenta se move ao longo da linha de solda (4). O uso de placas de apoio para a ferramenta proporciona três vantagens importantes. Em primeiro lugar, as placas ajudam a eliminar zonas não-soldadas e defeitos do tipo “furo final”. Em segundo, essas placas facilitam a soldagem gerando temperatura constante ao longo da linha de união. Quando a temperatura na penetração na ferramenta for baixa, como resultado da penetração na placa de apoio da ferramenta, o movimento dessa ferramenta reduzirá a temperatura, dependendo da velocidade de soldagem (16). Temperaturas mais regulares decorrem de condições térmicas e tensões residuais uniformes ao longo da linha de solda. Em terceiro lugar, os valores máximos de força surgem durante o estágio de penetração. Essas forças podem ser 35% maiores que as forças de transição (quando a ferramenta se move) (20). Portanto, podem ser usados materiais macios ou chapas ligadas como placa para apoio da ferramenta, os quais podem ser usados diversas vezes.

Conclusões

Os resultados apresentados nesse trabalho revelaram que a temperatura apresentou aumento significativo quando o ponto de penetração da ferramenta ficou

Fig. 13 – Defeitos convencionais na soldagem por fricção linear

próximo da borda da peça sob processamento. A deformação ao longo dessa borda também foi grandemente afetada pelo calor. A distância entre a fonte de calor (ferramenta) e a borda da chapa pode afetar significativamente os valores e a distribuição da temperatura. A temperatura começou a estabilizar quando a distância x1 foi fixada em 30 mm, não sendo observada deformação sobre a borda da chapa. Além disso, de acordo com os trabalhos que serviram de base para este estudo (4, 16), foram constatadas alterações da temperatura, as quais foram relacionadas somente com a velocidade de soldagem. Portanto, para se melhorar a precisão da temperatura resultante após a soldagem/processamento por fricção linear, é necessário considerar o efeito da posição da ferramenta em relação à borda da chapa.

O método aqui proposto, o qual utiliza duas placas para apoio da ferramenta, pode ser usado para gerar um perfil de temperatura constante ao longo da linha de solda / processamento, evitar a ocorrência de defeitos iniciais e finais, além de reduzir as forças associadas ao mergulho quando essas placas forem feitas com material macio. Foi desenvolvido um modelo tridimensional para a transferência de calor, o qual se mostrou bem-sucedido quanto à previsão de temperatura para diferentes distâncias de mergulho e tempos de parada. Também foi estabelecido um modelo termomecânico para determinar o efeito do calor sobre a deformação plástica e o deslocamento de material.

Conflito de interesses

Os autores declaram que não há conflito de interesses em relação à publicação deste trabalho.

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26/11/2021


Critérios de estampabilidade de chapas metálicas

Atualmente são realizados muitos testes para caracterizar as propriedades de chapas metálicas, tendo em vista que tais procedimentos podem auxiliar tanto profissionais como, por exemplo, o projetista de peças feitas a partir delas, como contribuir para que o desenvolvimento e a fabricação de um produto ocorram de forma otimizada e com o mínimo possível de defeitos na peça final. Entretanto, não existe um teste específico que possa fornecer todas as informações necessárias, sendo comumente empregados vários tipos de ensaios para a correta caracterização do processo de estampagem. --

12/11/2021