Há vários tipos de aplicação para peças de aço zincado: por exemplo, em estruturas automotivas leves. Esse revestimento aumenta a resistência à corrosão dos componentes e sua constituição e a espessura de suas camadas podem ser adaptadas conforme a aplicação, e dependem essencialmente do processo de zincagem. A superfície nua do aço é protegida pelo efeito catódico de proteção do zinco em até, aproximadamente, 1 mm. Além disso, uma vantagem do zinco é a sua tolerância a falhas pequenas e localmente limitadas em suas camadas. Entretanto, há desafios a serem vencidos no caso da realização de uniões térmicas nesses materiais. O zinco possui ponto de fusão da ordem de 420°C e de ebulição em torno de 907°C.

Durante a soldagem são obtidas temperaturas acima do ponto liquidus dos aços (acima de 1.500°C), o que faz com que a camada de zinco seja destruída em toda a zona de soldagem. O zinco vaporiza de forma eruptiva durante a soldagem dos aços, fazendo com que ocorra a geração de salpicos durante o processo, e formando poros no cordão de solda, os quais prejudicam a resistência mecânica da junta.

A condução de calor e a sua evolução decorrente da temperatura obtida durante a confecção de uniões térmicas afetam a microestrutura local e, dessa forma, degradam a durabilidade estrutural e a resistência à fadiga da junta.

 

O projeto intitulado “Métodos para cálculo e critérios de projeto para o dimensionamento compatível com a aplicação de juntas brasadas entre aços e juntas mistas levando-se em consideração novos tipos de estratégias de processo” teve como objetivo estudar o uso da brasagem como processo alternativo de união de componentes feitos com aço zincado.

As temperaturas típicas do processo de brasagem são menores, o que evita a formação de fases intermetálicas. Foi usado metal de adição para brasagem contendo zinco para manter o aporte de calor tão baixo quanto possível, já que esse metal possui baixa temperatura de fusão.

Além disso, o zinco é adequado para a confecção de uniões mistas entre aço e alumínio, uma vez que ele apresenta alta solubilidade no alumínio.

O processo de brasagem

Foram usados como metais-base os aços DX 56D Z140 e DC 04 ZE 75/ 75, e a liga de alumínio AA 6016 (AlMg0,4Si1,2), materiais utilizados na fabricação de carrocerias automotivas.

Foram usadas duas ligas à base de zinco como metal de adição, ZnAl15 e ZnAl5Cu3,5, em formato de arame. Geralmente, o zinco é ligado com alumínio e cobre. O alumínio eleva a resistência mecânica de forma mais intensa que o cobre, reduzindo ainda a viscosidade do metal fundido.

Fig. 1 – Otimização de processo pela modificação do ajuste da tocha. A esquerda: posição neutra (O); à direita: inclinada para o lado de avanço (23°).

Já o cobre melhora a resistência à fluência da liga. No caso da brasagem de juntas de aços e de alumínio, bem como de aço usando os metais de adição à base de zinco e alumínio aqui mencionados, é vantajoso o seu uso com arco curto pelo processo CMT (Cold Metal Transfer ou transferência a frio de metal).

Nos corpos de prova confeccionados por brasagem a laser ou de arco curto “coldArc” foi constatada a destruição de amplas áreas da camada de zinco, fato que foi associado ao alto aporte de calor decorrente desses processos, que prejudicou bastante a resistência mecânica da união.

Durante o processo CMT ocorre redução dos picos de potência pela comutação altamente dinâmica do inversor no momento em que ocorre a reignição do arco, possibilitando assim uma transição de gotas sob baixa potência e isenta de salpicos. Pela redução do aporte de calor se evita o dano à camada de zinco, garantindo um efeito de proteção contínuo sobre o cordão de solda e a zona termicamente afetada.

Para a confecção de corpos de prova para uniões similares (aços DC/ DC) e mistas (aços DC / A A e aço DX / liga de alumínio AA) foram produzidos cordões escalonados definidos de forma exata, sendo utilizados os parâmetros listados na tabela 1. Devido à obtenção de um cordão continuamente homogêneo confeccionado por brasagem, sem a ocorrência de fusão incompleta, pôde-se garantir boa reprodutibilidade e, dessa forma, restringiu-se a dispersão dos resultados. Além disso, a alteração da regulagem da tocha, desde a posição neutra até inclinada para o lado do avanço, melhorou a qualidade do cordão brasado no que tange à porosidade (figura 1, pág. 31).

A análise das juntas de sobreposição obtidas mostrou que o limite de resistência das uniões similares correspondeu em média a até 70% do valor relativo ao metal base (aços DX56 e DC04). A dispersão dos valores de resistência mecânica foi de até 20%. Em razão da dispersão relativamente alta das fases presentes no interior do cordão brasado, foi particularmente difícil constatar ou determinar se ocorreram diferenças significativas entre os filmes de fases que se formaram nos diferentes aços DX56 e DC04. Os desvios observados em termos da geometria do cordão brasado também ocorreram dentro das tolerâncias de processo e de posicionamento.

Nas uniões mistas, em razão da adequação feita nos parâmetros de processo, a formação de filmes de fases intermetálicas foi quase completamente reprimida, tendo ocorrido solubilização em grau suficiente no lado da borda de alumínio. Não foram registradas alterações nas características de molhamento em função do tipo de zincagem. A figura 2 mostra um exemplo de união mista confeccionada com ZnAl5Cu3,5, em que pode ser observada a fusão diferente ocorrida na borda de alumínio ao longo do cordão brasado.

Fig. 2 – Micrografias obtidas por microscopia óptica de um cordão brasado entre aço DC e liga de alumínio AA (primeiro terço no início do cordão – 1; último terço antes do final do cordão – 2; material de adição: ZnAl5Cu3,5).

Procedimento experimental

A resistência à fadiga das uniões confeccionadas foi determinada por meio de ensaios cíclicos. Os dados obtidos constituíram o fundamento para as atividades posteriores que tiveram como objetivo a avaliação numérica da resistência à fadiga. Ao considerar os parâmetros do processo de brasagem, foi determinada uma correlação entre a previsão de vida útil do cordão sob solicitações cíclicas e o processo de brasagem utilizado.

Corpos de prova utilizados

Foram estudados corpos de prova com formato similar ao de componentes reais.

Para considerar a influência completa do processo de fabricação foi selecionado um corpo de prova em formato de “H” com cordões escalonados (1), figura 3. Com este formato é possível testar todas as influências típicas da aplicação de um componente real. A base do corpo de prova foi constituída por uma chapa de aço DX56 ou DC04 conformada em formato de “U”. Nas uniões mistas a chapa lateral era feita com liga de alumínio AA 6016.

Aparato experimental

Os ensaios foram realizados num banco de provas com ressonância eletromagnética (figura 4). A fixação dos corpos de prova em formato de “H” foi feita usando um adaptador especial, no qual eles foram aparafusados, sendo o fluxo da força aplicado de forma uniforme sobre os seis cordões escalonados, uma vez que o adaptador dispunha de um recesso que conduzia o fluxo de força.

Execução dos ensaios

Foi estudado aqui o limite à fadiga de alto ciclo das juntas mencionadas; para reduzir a quantidade de corpos de prova foi empregado o método Perschnur, para a caracterização da fadiga. Para conseguir uma boa relação entre tempo de ensaio e número de corpos de prova, foram usados quinze corpos de prova para cada série de ensaios (2, 3). Os ensaios foram feitos sob razão entre tensões R igual a 0,1. O número de ciclos em que ocorria a interrupção do ensaio foi definido em 107 ciclos (4). Foi definido que o surgimento de uma trinca constituía um defeito. Para que essa trinca fosse detectada, foi selecionado como critério uma queda de frequência de 1,5 Hz.

Fig. 4 – Configuração do ensaio

Fig. 5 – Curvas de Wöhler determinadas conforme a tensão nominal

Conceitos de cálculo

Para tornar os resultados dos ensaios aproveitáveis em aplicações gerais é necessário disponibilizar aos usuários alguns conceitos de cálculo. O objetivo aqui foi determinar as curvas-mestres de Wöhler, as quais tornam possível avaliar a vida sob fadiga mesmo no caso de componentes com geometrias complexas. Em todos os ensaios a junta brasada se revelou como um tipo de dano.

Conceito da tensão nominal

A abordagem mais simples dos conceitos aqui citados é a da tensão nominal. O cálculo mais simples da tensão nominal decorrente de uma força F, com direção vertical em relação ao cordão brasado, atuando ao longo do cordão de solda ‘L’ que sustenta a carga, e da espessura da chapa ‘d’ relativa ao metal-base, é:

A figura 5 mostra as linhas de tensão nominal de Wöhler determinadas a partir das linhas de força de Wöhler. Todas as faixas de dispersão mostradas estão dentro de valores normais para os cordões de solda ou brasados (5).

Conceito da tensão na estrutura do cordão

O modelo considerado até agora é independente da geometria real do cordão brasado. Mas pode ser demonstrado, por meio de experiências, que um valor aproximado da largura do cordão de solda que suporta solicitação mecânica, medido a partir de corpos de prova reais, poderia fazer com que as simulações produzissem resultados mais precisos. Portanto, o valor dessa largura de apoio foi determinado conforme descrito na literatura (6) (figura 6). Neste caso o cálculo foi feito de forma analítica e mais precisa, utilizando o método de elementos finitos. Deve-se observar que, em contraposição às juntas soldadas, onde o metal-base efetivamente apresenta fusão parcial, não ocorre penetração, já que a junta foi confeccionada por brasagem. Portanto, neste caso, a espessura do cordão sempre depende da espessura da chapa e da folga entre as chapas de base e lateral:

onde ‘L’ é o comprimento do cordão brasado, ‘M’ é o momento que atua sobre ele, ‘F’ é a força na direção vertical ao cordão brasado e ‘I’ é a largura do cordão que suporta solicitação mecânica. A figura 7 mostra como a adoção desse conceito promoveu uma significativa redução da dispersão.

Conceito da tensão na estrutura

Outra possibilidade para avaliar a vida útil do cordão sob fadiga consiste no emprego do conceito da tensão na estrutura. Trata-se de um conceito independente da geometria. Com base em dois pontos medidos ou simulados, calcula-se a tensão na transição

Fig 6. – Determinação da largura de apoio

do cordão em função da espessura da chapa (figura 8). Neste caso não é possível determinar a tensão na raiz da junta. O cálculo da intensificação localizada da tensão (“ponto quente”) foi feito, neste caso, pela extrapolação da tensão sobre a superfície. Este método de cálculo foi concebido na forma de um modelo de cascas. O cordão brasado foi modelado por meio de um suporte. O material e as diferentes espessuras de chapas foram atribuídos aos elementos. A diretriz do Instituto Internacional

Fig. 7 – Curvas de Wöhler determinadas conforme a tensão no cordão. Desvio padrão Slog(S) igual a 0,07; faixa de dispersão T(S) igual a 1:1,5.

de Soldagem (International Institute of Welding – IIW) (4) postula que a tensão principal na direção vertical σHS ocorre a uma distância conhecida a partir do cordão brasado e que seu valor neste cordão pode ser extrapolado:

σHS = 1,67 · σ0,4t – 0,67 · σ1,ot. (4)

Os valores numéricos mencionados indicam a distância da tensão calculada em relação ao cordão brasado em função da espessura da chapa. Pode-se inferir a intensificação da tensão no entalhe em função da espessura da chapa selecionada e da combinação de materiais. A curva-mestre de Wöhler determinada a partir do conceito da tensão na estrutura nem sempre é válida. Neste caso a dispersão é grande (figura 9).

Fig. 8 – Conceito da tensão na estrutura conforme mencionado na literatura (3).

Fig. 9 – Curvas de Wöhler determinadas conforme a tensão na estrutura. Desvio padrão Slog(N) igual a 0,2; faixa de dispersão T(S) igual a 1:1,6.

Conceito de tensão no entalhe

O conceito de tensão no entalhe se baseia na premissa de que a geometria do cordão brasado seria reproduzida com a maior precisão possível a partir de todos os conceitos propostos. A conversão dos resultados experimentais sobre um local a partir de uma tensão independente da geometria externa é feita por meio de um cálculo linear elástico por elementos finitos.

Para efetuar este cálculo primeiramente é necessário construir um modelo de elementos finitos adequado. Para tanto é definida a geometria do cordão brasado para cada variante testada. A amostragem consistiu em mil medições feitas ao longo do cordão brasado, obedecendo a um intervalo igual a 0,02 mm. Para garantir maiores níveis de precisão essas medições foram feitas em diferentes cordões brasados confeccionados pelo mesmo processo. Após a determinação da geometria do corpo de prova foi construído um modelo de elementos finitos para cada série de ensaios, o qual se baseava na geometria real do cordão. Foi usado um quarto de modelo para minimizar o tempo de cálculo e manter o número de elementos empregados tão pequeno quanto possível. A seleção de condições de contorno adequadas propiciou as condições de fixação e o comprimento livre entre as garras do banco de ensaios e os corpos de prova reais (figura 10, pág. 36). A geração de malha foi feita como descrito na literatura (7). A transição do cordão para chapas com espessura abaixo de 8 mm foi arredondada usando um raio igual a 0,05 mm. Uma vez que se trata de uma malha muito fina, as aberturas na rede não devem ser muito grandes. Por esse motivo, foi introduzido um submodelo ao longo do cordão brasado, o qual era mantido em contato compósito. Durante os ensaios foi verificado se a trinca sempre ocorria a partir de um cordão brasado sobre a periferia de uma chapa. Por esse motivo, esse submodelo foi aplicado no cordão brasado. Uma malha relativamente mais aberta foi aplicada sobre as demais partes da estrutura.

As condições de contorno adotadas refletem as condições de restrição associadas a uma fixação rígida sobre o banco de ensaios. A partir das diferentes geometrias do cordão brasado são obtidos diferentes fatores, a partir dos quais os resultados experimentais poderão ser transpostos em curvas locais de Wöhler referentes à tensão de entalhe (figura 11).

Conceito adaptado de tensão no entalhe com raios reais

As medições determinaram não apenas os parâmetros de largura e altura do cordão, como também os raios reais de transição. Esses valores reais também foram considerados neste estudo, para efetuar uma comparação com o método clássico da tensão no entalhe. A configuração do modelo foi análoga à do conceito clássico de tensão no entalhe. Também neste caso foi empregado um quarto de modelo mais um submodelo. Da mesma forma, foi usado um dado número de elementos conforme proposto na literatura (8). Em contraposição ao conceito clássico, neste caso, foram empregados os valores reais associados à geometria real da transição do cordão brasado. Foi constatada por meio desta abordagem uma redução da dispersão das curvas-mestre de Wöhler (figura 12, pág. 37). O procedimento de conversão para uma curva local de Wöhler ocorreu de forma análoga ao conceito clássico de tensão no entalhe.

Fig. 10 – Geração de malha no modelamento do conceito da tensão no entalhe, com ampliação local.

Conclusões

Este trabalho mostrou que o conceito de tensão no entalhe utilizando os valores reais dos raios apresentou faixas mínimas de dispersão nos resultados. Entretanto, deve-se observar que o trabalho envolvido na aplicação desse conceito foi muito grande.

Agradecimentos

O projeto IGF 16.195 N/DVSNummer 09.051, desenvolvido pela Associação de Pesquisa em Soldagem e Processos Aplicados da Associação Alemã para Soldagem e Processos Aplicados (Foschungsvereinigung Schweißen und verwandte Verfahren des Deutscher Verband für Schweißen und verwandt Verfahren – D.V.S.), com sede em Düsseldorf,

Fig. 11 – Curvas de Wöhler determinadas conforme a tensão no entalhe. Desvio padrão Slog(N) igual a 0,6; faixa de dispersão T(S) igual a 1:1,8.

Alemanha, foi apoiado pela Associação dos Grupos de Trabalho em Pesquisa Industrial (Arbeitsgemeinschaft industrieller Forschungsvereinigungen, A.i.F.), por meio da Associação Industrial de Pesquisa e Desenvolvimento (Industrielle Gemeinschaftsforschung I.G.F.) do Ministério Federal Alemão para Economia e Tecnologia (Bundesministerium für Wirtschaft und Technologie - BWT) com base numa resolução do Parlamento Alemão.

Referências

  1. DIN EN ISO 18592: “Widerstandsschweißen Zerstõrende Prüfung von Schweißverbindungen – Verfahren zur Schwingfestigkeitsprüfung von Mehrpunktproben” (Ausgabe, Mai 2010).
  2. H inkelmann, k., u. a.: Zur Auswertung von Schwigfestigkeitsversuchen im Zeitfestigkeitsbereich – Teil 1: Wie zuverlässig können 50% - Wöhlerlinien aus experimentellen Daten geschätzt werden? Materials Testing 53 (2011), H. 09, S. 502/12.
  3. H inkelmann, k., u. a.: Zur Auswertung von Schwigfestigkeitsversuchen im Zeitfestigkeitsbereich – Teil 2: Wie zuverlässig kann die Standardabweichung aus experimentellen Daten geschätzt werden? Materials Testing 53 (2011), H. 9, S. 513/21.
  4. HobbacHer, a.: “Recommendations for fatigue design of welded joints and components”. IIW-Dok. XIII 1539-69/XV-845-96 (2008).
  5. FKM – “Richtlinie Rechnerischer Festigkeitsnachweis für Maschinenbauteile”. 6. Überarbeitete Ausgabe, Forschungskuratorium Maschinenbau, VDMA-Verlag, Frankfurt/Main 2012.
  6. Willen, C. Lebensdauerabschätzung von Kehlnähten in Feinblechstrukturen aus Stahl. ISBN 978-3-89720-970 1, Papierflieger-Verlag, Clausthal Zellerfeld 2008.
  7. eibl, m., u. a.: Fatigue assessment of laser welded thin sheet aluminium. Int J. Ftigue 25 (2003), H. 8, S. 719/31.
  8. Fricke, W.: “Guideline fort the fatigue assessment by notch stress analysis for welded structures”. IIW-Dok. XIII-2240 08*XV-1289-08 (2008).

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