A soldagem a ponto por fricção linear é um processo de união no estado sólido que se originou a partir da soldagem por fricção linear, uma técnica patenteada em 1991 pelo The Welding Institute – TWI (1), na Inglaterra. A versão desse processo usando fricção linear proporciona diversas vantagens técnicas em relação ao processo convencional de soldagem a ponto por resistência elétrica, incluindo baixos requisitos de energia, menos problemas em relação à formação de trincas e porosidades, menor tensão residual e menor zona termicamente afetada (ZTA) (2,3). Além disso, uma vantagem técnica adicional muito interessante em relação ao processo convencional é a facilidade com que o novo processo pode unir ligas metálicas dissimilares.

Apesar de a soldagem a ponto por resistência elétrica ser a técnica mais comumente usada nas indústrias automotivas para efetuar uniões entre ligas ferrosas, ela também é conhecida por ser problemática em diversos casos específicos desses materiais (4). Além disso, o uso de ligas ferrosas dissimilares está crescendo na indústria automotiva para melhorar a resistência a colisões da estrutura dos veículos sem aumentar significativamente seu peso e os custos de manufatura. Já ficou claro que a soldagem a ponto por resistência

elétrica entre ligas ferrosas dissimlares pode ser extremamente difícil devido às diferentes propriedades físicas, químicas e mecânicas dos metais-base (5).

Devido às vantagens desse processo, incluindo sua capacidade de unir facilmente ligas dissimilares, surgiu o interesse em usá-lo como um substituto para a soldagem convencional a ponto por resistência elétrica na união entre ligas ferrosas similares ou dissimilares em aplicações automotivas. Contudo apesar da grande quantidade de trabalhos pioneiros sobre a adoção da soldagem a ponto por fricção linear em ligas ferrosas que foram conduzidos ao longo da última década, a substituição do processo convencional de soldagem a ponto por aquele novo processo em aplicações automotivas ainda requer investigações adicionais.

Feng e outros (6) desenvolveram um estudo inicial que examinou a viabilidade da aplicação da soldagem a ponto por fricção linear em aços avançados com alta resistência mecânica (AHSS, Advanced High Strength Steels). Foi constatado neste trabalho que a resistência mecânica das juntas confeccionadas por esse novo processo melhorou à medida que a largura da junta soldada aumentou. Baek e outros (7) examinaram o efeito da profundidade de penetração do ferramental sobre as microestruturas e propriedades mecânicas das juntas confeccionadas pelo processo de soldagem a ponto por fricção linear em aço com baixo carbono. Seus resultados mostraram que o limite de resistência sob cisalhamento dessas juntas cresceu à medida que aumentou a profundidade de penetração do ferramental. Hovanski e outros (8) investigaram a microestrutura e as propriedades mecânicas de juntas confeccionadas pelo processo de soldagem a ponto por fricção linear em aço ao boro estampado a quente, bem como seu mecanismo de fratura: a trinca se iniciou na interface entre as chapas superior e inferior, propagando-se a partir daí ao longo da fina região ferrítica dentro do botão de solda. Miles e outros (9) investigaram o efeito do desgaste do ferramental sobre a resistência mecânica da junta usando ferramentas feitas com nitreto de boro cúbico policristalino (PCBN, polycrystalline cubic boron nitride) e de tungstênio-rênio (W-Re).

Foi constatado que o ferramental apresentando maior proporção de PCBN proporcionou a melhor combinação de resistência mecânica ao desgaste para a junta soldada. Sun e outros (10) investigaram experimentalmente o comportamento da fratura de juntas confeccionadas por soldagem a ponto por fricção linear em aço de baixo carbono. Os resultados então obtidos a partir de ensaios de cisalhamento sob tração permitiram sugerir que tais juntas que sofreram fratura pelo modo de falha no plugue apresentaram maior limite de resistência sob cisalhamento em comparação com outras juntas do mesmo tipo, mas que sofreram fratura pelo modo de falha interfacial.

O comportamento da falha é uma propriedade mecânica crítica das juntas presentes numa estrutura de carroceria automotiva. Já foram desenvolvidos muitos estudos sobre a fratura de juntas confeccionadas pelo processo convencional de soldagem a ponto por resistência elétrica, incluindo o desenvolvimento de diferentes modelos de fratura cuja formulação foi feita em termos das cargas locais atuando sobre os pontos soldados, bem

como em termos dos níveis apropriados de resistência mecânica na junta soldada. Chao (11) desenvolveu um critério de fratura para juntas soldadas a ponto e executou ensaios de resistência mecânica, aplicando tração transversal e cisalhamento sobre juntas de sobreposição em aços com alta resistência mecânica. Wung (12) e Wung e outros (13) investigaram a fratura de juntas soldadas a ponto submetidas a torção no plano, propondo então um critério de fratura baseado em força. Radaj (14), Radaj e Zhang (15) e Zhang (16) adotaram uma abordagem baseada na mecânica da fratura, proporcionando assim uma descrição detalhada da distribuição de tensões ao redor de um botão de solda. Radaj (14) mostrou que a resistência à fadiga de juntas confeccionadas por soldagem a ponto pode ser avaliada com base no estado local de tensões na borda desse tipo de junta.

Radaj e Zhang (15) desenvolveram as relações entre a tensão no entalhe e a intensidade de tensão na trinca no caso de carregamento cisalhante plano (modo II) para um furo elíptico e uma trinca arredondada. Zhang (16) derivou fórmulas aproximadas para tensão estrutural e tensão no entalhe para um novo corpo de prova multiaxial proposto para o caso específico da soldagem a ponto, o qual permite que esse tipo de junta seja testado sob cargas combinadas, variando desde cisalhamento puro até tração pura.

O comportamento da fratura das juntas confeccionadas por meio de soldagem a ponto por resistência elétrica sob cargas combinadas ou multiaxiais também foi investigado por outros

 

Fig. 1 – Diagrama esquemático dos corpos de prova usinados e soldados: (a) visão superior do corpo de prova em forma de copo quadrado desdobrado; e (b) corpos de prova em forma de copo quadrado já conformados e unidos pelo processo de soldagem a ponto por fricção linear.

pesquisadores. O comportamento de fratura de uma junta sob cargas combinadas é tipicamente importante para a durabilidade estrutural e a segurança contra colisões das estruturas automotivas. Lee e outros (17) efetuaram testes de falhas em juntas confeccionadas por soldagem a ponto por resistência elétrica em corpos de prova com formato em “U” submetido a cargas combinadas de cisalhamento e tração, propondo a partir deles um modelo de limite de resistência ajustado a seus resultados experimentais. Lin e outros (18,19) analisaram o mecanismo de fratura de

Fig. 2 – Arranjo experimental para Φ igual a 30°

soldas a ponto em corpos de prova em formato de copo quadrado feitos com aço de baixo carbono e ARBL (alta resistência e baixa liga) sob cargas combinadas. Eles propuseram um critério de engenharia para falhas com função quadrática, em termos das cargas normalizadas axial e de cisalhamento, considerando-se a espessura da chapa e o raio do botão de solda sob cargas combinadas. Mais recentemente, Song e Huh (20) sugeriram um critério diferente de fratura em termos das cargas axial e de cisalhamento para prever o comportamento de falhas de juntas confeccionadas pela soldagem a ponto por resistência elétrica.

Contudo, até o momento o comportamento de falha das juntas soldadas a ponto por fricção linear foi raramente investigado, apesar de o desempenho dessas uniões poder ser diferente do observado nas juntas confeccionadas pelo processo convencional de soldagem a ponto por resistência elétrica (21) devido aos diferentes mecanismos de união associados a esses dois diferentes processos. No presente estudo foi investigado experimentalmente o comportamento da fratura de juntas confeccionadas pela soldagem a ponto por fricção linear entre duas ligas ferrosas dissimilares sob cargas combinadas com caráter dominante de abertura. Com base nos resultados experimentais obtidos foram delineados os contornos de falha para as juntas confeccionadas por esse novo processo, em termos das cargas axial e cisalhante. Foi então proposta a modificação em um critério de fratura já existente, o qual já havia sido originalmente desenvolvido para juntas confeccionadas pela soldagem convencional a ponto por resistência elétrica, para que ele pudesse descrever os contornos experimentais da fratura das juntas confeccionadas pela soldagem a ponto por fricção linear.

Procedimento experimental

Duas ligas ferrosas não similares foram usadas no presente estudo, na forma de chapas laminadas a frio com 1,2 mm de espessura. Uma dessas ligas era aço com baixo carbono (JIS SPCC) e a outra, aço inoxidável 409L (JIS SUS 409L). A tabela 1 (pág. 31) apresenta as composições químicas e as propriedades mecânicas nominais dessas ligas. Primeiramente, foram preparadas amostras transversais de uniões confeccionadas por meio de soldagem a ponto por fricção linear para efetuar a análise microestrutural de quatro diferentes combinações de materiais. A soldagem foi executada usando-se um ferramental dispondo de ombro com rolamento convexo, feito com compósito à base de nitreto de boro cúbico policristalino (PCBN).

Os parâmetros de processo e a geometria do ferramental usados para confeccionar as juntas por soldagem a ponto por fricção linear estão listados na tabela 2 (pág. 31). Durante esse processo foi aplicado um selo de argônio que formou um bolsão de gás ao redor do ferramental, com o objetivo de minimizar a oxidação superficial da junta. Os corpos de prova foram lixados mecanicamente e polidos eletrolíticamente em uma solução de 10 ml de ácido perclórico mais 90 ml de etanol, usando-se um dispositivo para polimento eletrolítico Struers Lectropol-5. Foram feitas análises de difração por elétrons retroespalhados (EBSD, eléctron backscater diffraction), sob alta

Fig 3 – Macrografia de seção transversal de uma junta confeccionada pelo processo de soldagem a ponto por fricção linear entre aços inoxidável (SUS) e com baixo carbono (SPCC)

resolução, usando um equipamento Jeol JSM6500F FESEM equipado com um sistema EBSD do tipo HKL Channel 5. A voltagem de aceleração foi igual a 20 kV, a corrente de soldagem foi igual a 4 nA e a distância de trabalho igual a 15 mm, com o estágio do corpo de prova inclinado a 70°. A resolução da câmera usada era de 1.000 x 800 pixels2, operando em modo de compartimentação (binning) de 8 x 8. A grade de mapeamento

Fig 4 – Micrografia ópticas de juntas confeccionadas pelo processo de soldagem a ponto por fricção linear entre: (a) aço de baixo carbono/aço inoxidável e (b) aço inoxidável/aço de baixo carbono; (c) região R1 em (a); (d) região R2 em (b); e (e) Perfil de distribuição do teor de cromo na região R1(21).

consistiu em um quadrado regular com intervalos de 0,7 mícron. Os limites para os contornos de baixo ângulo e de alto ângulo foram definidos como sendo iguais a, respectivamente, 2° e 15°. O tamanho de grão foi medido usando-se o método do intercepto linear. Os perfis de dureza na zona de agitação e nas regiões circundantes das juntas confeccionadas pela soldagem a ponto por fricção linear também foram medidos em função da distância a partir do centro da junta soldada.

A seguir foram confeccionados corpos de prova em forma de copo quadrado usando-se os aços de baixo carbono (SPCC) e inoxidável (SUS 409L). Posteriormente eles foram submetidos à soldagem a ponto por fricção linear, conforme mostrado esquematicamente na figura 1 (pág. 32), tendo sido usadas quatro diferentes combinações de material: chapas superior e inferior de aço com baixo c arb ono ( SPCC / SPCC), chapa superior de aço com baixo carbono e chapa inferior de aço inoxidável (SPCC/SUS 409L), chapa superior de aço inoxidável e chapa inferior de aço com baixo carbono (SUS 409L/SPCC) e chapa superior e inferior de aço inoxidável (SUS 409L/SUS 409L). Mais uma vez a soldagem foi executada usando-se um ferramental dispondo de ombro com rolamento convexo, feito com compósito à base de nitreto de boro cúbico policristalino (PCBN). Os parâmetros de processo e a geometria de ferramental usados para confeccionar as juntas por meio da soldagem a ponto por fricção linear estão listados na tabela 2. Os quatro vértices de cada corpo de prova em forma de copo quadrado foram unidos por soldagem a arco para assegurar um nível adequado de rigidez ao corpo de prova, o qual foi submetido a cargas combinadas com caráter dominante de abertura, e para garantir um carregamento mecânico relativamente uniforme ao longo da circunferência da junta soldada a ponto.

Para poder impor cargas combinadas sobre as juntas confeccionadas por soldagem a ponto por fricção linear, foram projetados quatro conjuntos de armações com diferentes ângulos de carregamento Φ: 0°, 15°, 22° e 30° (figura 2, pág. 32), onde Φ é o ângulo entre a direção da aplicação de carga e a linha central da junta confeccionada pela soldagem a ponto por fricção linear. Em cada arranjo experimental os corpos de prova soldados em forma de copo quadrado foram fixados por parafusos ao conjunto da armação, através de furos existentes nos corpos de prova. Foram aplicadas placas de reforço aos corpos de prova para evitar a ocorrência de deforma-

Fig. 5 – Mapas de orientação cristalográfica do material-base em (a) aço com baixo carbono; (b) aço inoxidável; zonas de agitação nos casos: (c) junta entre chapas com mesmo tipo de aço com baixo carbono e (d) junta entre chapas de aço com baixo carbono e aço inoxidável; (e) junta entre chapas de aço inoxidável e aço com baixo carbono e (f) junta entre chapas com mesmo tipo de aço inoxidável. As siglas WD, TD e ND significam, respectivamente, as direções de soldagem, transversal e normal.

ção plástica próximo aos furos do corpo de prova durante o carregamento mecânico. Por meio do uso do ângulo de inclinação Φ do carregamento mecânico, é possível que a carga aplicada F seja simplesmente decomposta na carga axial FN e na carga cisalhante FS como

Foram conduzidos ensaios quase estáticos das juntas confeccionadas por soldagem a ponto por fricção linear usando-se uma máquina universal para ensaios mecânicos, sob uma taxa de deslocamento de 2 mm / min ao longo da direção de aplicação da carga. Durante cada teste foram registrados os valores de carga e de deslocamento em função do tempo. De forma geral, o ensaio era interrompido quando a junta se separava completamente.

A seção transversal por meio do centro da junta soldada de cada união fraturada foi examinada usando-se um microscópio óptico para entender o comportamento de fratura para cada condição de carregamento.

Fig. 6 – Figuras de polo da zona de agitação para as juntas entre: (a) chapas com mesmo tipo de aço com baixo carbono; (b) chapas de aço com baixo carbono e aço inoxidável; (c) chapas de aço inoxidável e aço com baixo carbono e (d) chapas com mesmo tipo de aço inoxidável. As siglas WD, TD e ND significam, respectivamente, as direções de soldagem, transversal e normal

Resultados e discussão

Microestruturas

A confecção de juntas pelo processo de soldagem a ponto por fricção linear foi bem-sucedida quando foram aplicados os parâmetros de processo aqui selecionados para todas as quatro combinações de materiais estudadas. As juntas obtidas não apresentaram defeitos macroscópicos visíveis, conforme fica evidente ao examinar uma macrografia representativa da seção transversal da junta entre aços inoxidável (SUS 409L) e com baixo carbono (SPCC), confeccionada pelo processo de soldagem a ponto por fricção linear, a qual pode ser vista na figura 3(21) (pág. 34).

O perfil da endentação da junta reflete o formato do pino e o ombro convexo do ferramental. A superfície do ferramental foi examinada visualmente após cada operação de soldagem. Não foi constatado desgaste significativo no ferramental ao longo de todo o conjunto de experimentos que foi executado dentro do presente estudo.

As características da mistura de materiais na zona de agitação das juntas dissimilares confeccionadas pela soldagem a ponto por fricção linear (aços de baixo carbono / inoxidável e vice-versa) já foram apresentadas em um estudo anterior dos mesmos autores deste trabalho (21). Essas misturas são novamente apresentadas neste trabalho apenas para deixar este estudo completo. A mistura de materiais na zona de agitação das juntas em questão depende da combinação de materiais (figuras 4 [a] e 4 [b], pág. 34) (21). No caso da junta entre aços de baixo carbono/inoxidável, a chapa inferior, de aço inoxidável, foi puxada para cima e misturada em forma de camadas na chapa superior feita de aço com baixo carbono (figura 4 [c]). Por outro lado, no caso da junta entre aços inoxidável /com baixo carbono, uma pequena porção do aço com baixo carbono da chapa inferior foi puxada para cima e misturada na chapa de aço inoxidável, formando uma mistura mecânica relativamente pequena entre os dois tipos de aço envolvidos (figura 4 [d]). O resultado

de uma varredura linear para a determinação do teor de cromo ao longo da interface da região R1 confirma a mistura mecânica entre os aços com baixo carbono e inoxidável, conforme mostrado na figura 4(c).

Os mapas de orientação da zona de agitação abaixo da raiz do pino (RS na figura 3, pág. 34, e locais similares para as juntas confeccionadas por soldagem a ponto por fricção linear com outras combinações de materiais) mostram que ocorreu o desenvolvimento de grãos homogêneos consideravelmente mais finos na zona de agitação em comparação com os observados nos materiais-base, conforme mostrados nas figuras 5(a) a 5(f) (pág. 36). O tamanho médio de grão do material-base

Fig. 7 – (a) Locais das três linhas transversais paralelas para medição de dureza para uma junta entre duas chapas feitas com o mesmo aço de baixo carbono; (b) perfis de dureza para seções transversais de juntas confeccionadas pelo processo de soldagem a ponto por fricção linear, mostrando as típicas distribuições dessa propriedade no metal-base, da zona termicamente afetada e da zona de agitação: (c) junta entre chapas com o mesmo tipo de aço com baixo carbono; (d) junta entre chapas de aço com baixo carbono e aço inoxidável; (e) junta entre chapas de aço inoxidável e aço com baixo carbono e (f) junta entre chapas com o mesmo tipo de aço inoxidável.

foi aproximadamente igual a 13,2 micra no caso do aço com baixo carbono e 27,4 micras para o aço inoxidável. Note-se que os tamanhos de grão da zona de agitação mostraram-se ligeiramente diferentes entre as quatro diversas combinações de materiais. O tamanho médio de grão da zona de agitação das juntas entre chapas do mesmo aço com baixo carbono, 10,74 micra, foi razoavelmente maior que a junta entre chapas do mesmo aço inoxidável, 6,89 micras. Isso pode ser explicado pelas diferentes temperaturas de transformação de fase dos materiais-base. Uma discussão mais pormenorizada sobre a transformação de fase dos materiais-base durante a soldagem a ponto por fricção linear está fora do escopo do presente estudo e será discutida em outra oportunidade.

É interessante notar que a textura cristalográfica das juntas dissimilares confeccionadas por soldagem a ponto por fricção linear depende fortemente do material da chapa superior. Apesar do tamanho médio de grão ser igual a 8,76 micra no caso da junta entre chapas do mesmo aço de baixo carbono, e ligeiramente maior que o da junta entre chapas de aços inoxidável e com baixo carbono, 8,39 micra, conforme mostrado nas figuras 5(e) e 5(f) (pág. 36), a textura cristalográfica da zona de

Fig. 8 – Curvas de carga versus deslocamento para juntas confeccionadas pelo processo de soldagem a ponto por fricção linear entre (a) chapas com mesmo tipo de aço com baixo carbono; (b) chapas de aço com baixo carbono e aço inoxidável; (c) chapas de aço inoxidável e aço com baixo carbono; e (d) chapas com o mesmo tipo de aço inoxidável, para quatro diferentes ângulos de carregamento.

agitação da junta entre aços com baixo carbono e inoxidável é quase aleatória (na verdade, trata-se de uma textura de cisalhamento muito fraca) e difere consideravelmente da observada na junta entre aços inoxidável e com baixo carbono, na qual se desenvolveu uma nítida textura de cisalhamento, similar à textura observada na união entre chapas do mesmo aço inoxidável, conforme mostram as figuras 6(c) e 6(d) (pág. 37). A dependência das características microestruturais em relação ao material que constitui a chapa superior provavelmente se deve ao fato de que apenas esta chapa entra diretamente em contato com o ferramental durante a maior parte do processo de soldagem a ponto por fricção linear.

Foram levantados os perfis de dureza adotando-se espaçamento de 0,3 mm ao longo de três linhas paralelas: duas linhas na chapa superior e uma linha na chapa inferior (figura 7(a), pág. 39); estes perfis foram determinados para juntas confeccionadas pela soldagem a ponto por fricção linear para cada uma das quatro combinações de materiais que foram testadas (figuras 7(b) a 7(e)). Os perfis de dureza mostrados nessas últimas figuras mostraram distribuições típicas de dureza pelo metal-base, na zona termicamente afetada (ZTA) e na zona de agitação.

A dureza da zona de agitação geralmente foi superior à do metal-base, tanto para o aço com baixo carbono como o inoxidável, devido à alta deformação plástica e à microestrutura com grãos refinados presente na zona de agitação (22). Observou-se ainda

Fig. 9 – Vista superior e inferior de juntas confeccionadas pelo processo de soldagem a ponto por fricção linear completamente fraturadas entre chapas do mesmo tipo de aço com baixo carbono sob (a) e (b): carga pura de abertura (Φ igual a 0°); e (c) e (d): carga combinada com Φ igual a 30°.

uma ligeira diminuição da dureza da zona termicamente afetada.

Comportamento mecânico sob cargas combinadas

As curvas carga versus deslocamento para as juntas confeccionadas por soldagem a ponto por fricção linear para as quatro diferentes combinações de materiais em quatro diferentes ângulos de carregamento mostraram claramente que os valores máximos de carga máxima e tenacidade à fratura das juntas dependem das combinações de materiais e dos ângulos de carregamento (figura 8, pág. 40). O valor máximo de

Fig. 10 – Macrografias da seção transversal de juntas confeccionadas pelo processo de soldagem por fricção linear entre chapas do mesmo tipo de aço com baixo carbono sob (a) carga pura de abertura (Φ igual a 0°); e (b) carga combinada com Φ igual a 22°.

carga diminuiu à medida que o ângulo de carregamento se elevou para todas as combinações de materiais estudadas aqui, conforme listado na tabela 3 (pág. 38). Essa tendência mostrada pela carga máxima é similar à observada nos experimentos usando o processo convencional de soldagem a ponto por resistência elétrica relatados por Lin e outros (18) e Song e Huh (20). Sob uma carga pura de abertura (ou seja, ângulo de carregamento Φ igual a 0°), a fratura ocorreu por meio de um típico modo de arrancamento do botão de solda. Por sua vez, sob cargas combinadas, a fratura da junta iniciou-se com uma rotação do botão de solda devido ao componente de cisalhamento da carga, continuando até a completa separação da chapa superior devido ao rasgamento da junta. Uma comparação entre as vistas superior e inferior de juntas confeccionadas por meio de soldagem a ponto por fricção linear entre chapas feitas com o mesmo aço de baixo carbono sob carga pura de abertura (Φ igual a zero, figuras 9[a] e 9[b], pág. 41) e carga combinada com Φ igual a 30° (figuras 9[c] e 9[d]) mostra que a rotação do botão de solda ocorreu sob a carga combinada (conforme visto nas últimas figuras citadas), enquanto ocorreu uma típica fratura por arrancamento do botão de solda sob carga pura de abertura (figuras 9(a) e 9(b)). Conforme mostra a figura 9(d), a chapa superior foi rasgada no estágio final da fratura, à medida que a trinca propagou-se ao longo da circunferência do botão de solda. Um mecanismo similar de fratura foi observado para o processo convencional de soldagem a ponto por resistência elétrica por Lin e outros (18), Song e Huh (20) e Song e outros (23).

A micrografia óptica da seção transversal de uma junta confeccionada pelo processo de soldagem a ponto por fricção linear entre duas chapas feitas com o mesmo aço de baixo carbono e que fraturou completamente sob carga pura de abertura (Φ igual a 0°) revelou que a típica fratura por arrancamento do botão de solda ocorreu por estricção/cisalhamento uniforme ao longo da interface circunferencial do botão, conforme mostrado na figura 10(a) (pág. 41). Já a micrografia óptica da seção transversal da mesma junta completamente fraturada sob carga combinada sob ângulo Φ igual a 22° (figura 10 [b]) mostrou que a fratura da junta iniciou-se por estricção e cisalhamento no lado de estiramento com respeito ao componente de cisalhamento da carga (ponto marcado como ‘A’ na figura 10 [b], apesar de sinais de estricção também terem sido observados no lado oposto.

A trinca se propagou ao longo da circunferência do botão de solda. Finalmente, a chapa superior foi completamente arrancada da chapa inferior, aproximadamente no lado oposto do local em que a trinca se iniciou (ponto marcado como ‘B’ na figura 10[b], pág. 41). As fraturas nas juntas confeccionadas por soldagem a ponto por fricção linear para as seguintes combinações de materiais – aços com baixo carbono e inoxidável, aços inoxidável e de baixo carbono e só aço inoxidável -, sob diferentes condições de carregamento combinado, com ângulo Φ igual a 15° e 30°, foram muito similares aos resultados mostrados na figura 10; por esse motivo, tais resultados não serão mostrados aqui.

Os valores máximos de carregamento sob cargas combinadas foram simplesmente decompostos em componentes axial e cisalhante usando a equação (1) para as quatro diferentes combinações de material. Pode-se então construir um contorno de fratura em termos das cargas axial e cisalhante. Diversos critérios de fratura foram propostos para descrever a falha de juntas confeccionadas pelo processo convencional de soldagem a ponto por resistência elétrica sob cargas combinadas. Lee e outros (17) propuseram um critério de fratura baseado nas cargas de fratura normal e cisalhante da junta soldada, as quais foram determinadas sob cargas puras de abertura e cisalha- mento, respectivamente. No caso das cargas combinadas eles propuseram o seguinte critério de fratura:

 

onde Fn e Fs são, respectivamente, as cargas normal e cisalhante que foram aplicadas. Já FN e FS são, por sua vez, as cargas de fratura normal e cisalhante atuantes sobre a junta soldada a ponto, e ‘n’ é um parâmetro para ajuste. De forma geral, atribui-se o valor 2 a ‘n’ para efetuar o ajuste aos resultados experimentais.

Lin e outros (18) propuseram um critério de engenharia para fratura em função das cargas axial e cisalhante, considerando-se a espessura das chapas e o raio do botão de solda sob cargas combinadas. Seu critério de falha, baseado na análise pelo limite inferior sob cargas combinadas de abertura e de cisalhamento, é expresso como

onde τ0 é o limite de escoamento sob cisalhamento, α é o parâmetro de carregamento e k é a constante para ajuste. No caso de uma carga combinada, usa-se α igual a 0,5 para corpos de prova em forma de copo quadrado (18). Recentemente, Song e Huh (20) também propuseram um critério de fratura para descrever o comportamento de falha de juntas confeccionadas pelo processo convencional de soldagem a ponto por resistência elétrica sob cargas combinadas:

 

Aqui, novamente, F N e FS são, respectivamente, as cargas de fratura normal e cisalhante do ponto soldado. A variável β é o parâmetro de fratura que pode ser obtido por meio do ajuste pelo método dos mínimos quadrados de forma a minimizar a discrepância entre o resultado experimental e o interpolado. O formato da curva de fratura é elíptico quando β é igual a zero e, nesta condição, é idêntico ao critério de fratura proposto por Lee e outros (17).

Com base nos resultados experimentais e nos critérios de fratura acima mencionados, foram então construídos os contornos de fratura para juntas confeccionadas pelo processo de soldagem a ponto por fricção linear sob cargas combinadas, em termos das cargas axial e cisalhante, para cada uma das quatro diferentes combinações de materiais (figura 11, pág. 45). Note-se que, na construção dos contornos de fratura, foi assumido que o valor da carga de fratura sob cisalhamento FS foi igual ao resultado experimental obtido a partir dos ensaios de cisalhamento das juntas (21). Deve-se observar também que, para os contornos de fratura de juntas dissimilares confeccionadas por meio do processo de soldagem a ponto por fricção linear definidos conforme a equação (3), foi usado o limite de escoamento sob cisalhamento do material que constituiu a chapa superior, uma vez que a fratura ocorreu principalmente nela. Uma comparação dos contornos da fratura sugere que o critério de fratura proposto por Lee e outros (17) é inadequado para descrever a falha das juntas confeccionadas pelo processo de soldagem a ponto por fricção linear sob cargas combinadas com caráter dominante de abertura. Embora os resultados experimentais obtidos com tais juntas em que a chapa superior era feita de aço com baixo carbono (figuras 11[a] a 11[d]) sejam relativamente consistentes com o critério de fratura sugerido por Lin e outros (18), os resultados experimentais das mesmas juntas, mas agora com chapa superior feita de aço inoxidável (figuras 11[c] a 11[d]), não apresentaram boa concordância com esse critério. Por outro lado, os resultados experimentais para todas as quatro diferentes combinações de materiais podem apresentar boa concordância com o critério de fratura proposto por Song e Huh (20), por meio da seleção adequada de diferentes valores de β. É interessante notar que o valor de β depende fortemente do material da chapa superior da junta. Juntas confeccionadas por meio de soldagem a ponto por resistência elétrica com um material mais macio e menos dúctil na chapa superior (uniões entre duas chapas feitas com o mesmo aço de baixo carbono ou entre chapas de aços de baixo carbono e inoxidável) apresentaram valores consideravelmente menores de β. De fato, a comparação dos contornos da fratura determinados com base no procedimento de Song e Huh (20), em termos das cargas axial e cisalhante normalizadas pelos correspondentes valores das cargas normal (abertura pura, Φ igual a 0°) e cisalhante (Φ igual a 90°) de fratura, respectivamente, confirmam a relação entre os contornos de fratura e o material da chapa superior (figura 12, pág. 46). O formato dos contornos de fratura fica próximo do elíptico quando a chapa superior é feita com aço de baixo carbono, enquanto esses contornos assumem a forma de uma linha relativamente reta quando essa chapa é feita com aço inoxidável.

Conclusões

Foram investigados experimentalmente o comportamento mecânico de juntas confeccionadas pelo processo de soldagem a ponto por fricção linear sob carga combinada com caráter dominante de abertura. Juntas soldadas a ponto isentas de defeitos foram confeccionadas com sucesso utilizando quatro combinações diferentes de materiais. Análises por difração de elétrons retroespalhados (EBSD) re

Fig. 11 – Comparação entre os resultados experimentais adotando-se critério convencional de fratura: (a) chapas com mesmo tipo de aço com baixo carbono; (b) chapas de aço com baixo carbono e aço inoxidável; (c) chapas de aço inoxidável e aço com baixo carbono; e (d) chapas com mesmo tipo de aço inoxidável.

velaram o desenvolvimento de uma microestrutura com grãos homogêneos extremamente finos na zona de agitação. Também foi mostrado que a textura cristalográfica das juntas dissimilares confeccionadas por esse processo depende do material da chapa superior. Os contornos de fratura observados nesse tipo de junta sob carga combinada foram determinados em função da carga axial e cisalhante, por meio da modificação de critérios de fratura já existentes para juntas confeccionadas pelo processo convencional de soldagem a ponto por resistência elétrica. O formato do contorno de fratura também depende do material da chapa superior; ele apresentou formato aproximadamente elíptico quando

Fig. 12 – Contornos normalizados de fratura para juntas confeccionadas pelo processo de soldagem a ponto por fricção linear para quatro diferentes combinações de materiais, com base no critério de fratura proposto por Song e Huh(20).

a chapa superior era feita de aço com baixo carbono (SPCC) ou de linhas aproximadamente retas quando ela era feita de aço inoxidável (SUS 409L). Os resultados do presente estudo também sugerem que as propriedades mecânicas e metalúrgicas das juntas entre ligas ferrosas dissimilares, confeccionadas por esse tipo de soldagem, melhoram quando a junta de sobreposição for especificada com o material “mais duro” na face inferior e o material “mais macio” na face superior.

Agradecimentos

Este estudo teve o apoio financeiro do Ministério da Educação e da Fundação Nacional de de Pesquisa da Coréia do Sul, por meio do Projeto de Treinamento de Recursos Humanos para Inovação Regional. Michael Niles agradece o apoio da Fundação Nacional de Ciência dos EUA, por meio da bolsa CMMI-H31203. H. H. Cho e H.N. Han tiveram o apoio do Programa de Pesquisa em Ciência Básica da Fundação Nacional de Pesquisa da Coréia do Sul por meio de fundos proporcionados pelo Ministério da Ciência e do Planejamento Futuro (2013008806).

Referências

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Foi investigada a estabilidade da fixação do arco por meio de oscilação magnética como parte de um projeto patrocinado pela Associação dos Grupos de Trabalho em Pesquisa Industrial da Alemanha. Para alcançar esse objetivo, foi desenvolvida e testada uma nova tocha TIG para demonstração, dotada de refrigeração especial, cobertura ajustada de gás para proteção e um módulo para permitir uma rápida oscilação magnética do arco. Neste estudo também são apresentados vários métodos de diagnóstico para a caracterização da deflexão do arco e do aporte de energia para a peça sob processamento. Somente com auxílio do procedimento do anodo dividido foi possível quantificar a deflexão exata do arco e do aporte de energia. A avaliação óptica do arco não se revelou adequada para a previsão desse parâmetro na peça sob soldagem. Foi possível destacar o potencial de melhoria promovido em cordões de brasagem em flanges de chapas de aço galvanizado pela utilização do arco oscilado magneticamente em comparação com o processo convencional de soldagem com eletrodo de tungstênio sob gás inerte (TIG).

20/09/2021


Como evoluem a força e a espessura de um copo de aço IF no processo de embutimento profundo

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31/08/2021