PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
Antonio Celio Moreira Junior
"MICRODUREZA APLICADA NA COMPARAÇÃO DE TENSÕES
RESIDUAIS APÓS PROCEDIMENTOS DE FABRICAÇÃO NO AÇO
1045"
São João Del Rei
2014
Antonio Celio Moreira Junior
" MICRODUREZA APLICADA NA COMPARAÇÃO DE TENSÕES
RESIDUAIS APÓS PROCEDIMENTOS DE FABRICAÇÃO NO AÇO
1045"
Dissertação
apresentada
ao
Curso
de
Mestrado da Universidade Federal de São
João Del Rei, como requisito para a obtenção
do título de Mestre em Engenharia Mecânica
Área de Concentração: Materiais e Processos
de Fabricação
Orientador: Prof. Dr. Frederico Ozanan Neves
Coorientador: Prof. Dr. Alex Sander Chaves
da Silva
São João Del Rei
2014
Moreira Junior, Antonio Celio
M838m Microdureza aplicada na comparação de tensões residuais após
procedimentos de fabricação no
aço 1045 [manuscrito] / Antonio Celio Moreira Junior . – 2014.
65f. ; il.
Orientador: Frederico Ozanan Neves.
Dissertação (mestrado) – Universidade Federal de São João
del-Rei. Departamento de Engenharia Mecânica.
Referências: f. 66-73.
1. Engenharia mecânica - Teses 2. Soldagem - Teses 3.
Tensões residuais - Teses 4. Microdureza - Teses I. Neves, Frederico
Ozanan (orientador) II. Universidade Federal de São João del-Rei.
Departamento de Engenharia Mecânica III. Título
CDU 620.1
DEDICATÓRIA
É com muita satisfação que dedico essa dissertação à meus pais
Antonio Célio Moreira e Gessilene Aparecida Costa Moreira, à minha esposa Talita
de Oliveira Teixeira, à minha filha Sofia Oliveira Moreira e para meus irmãos Alisson
Costa Moreira e Sthefanny Cristine de Almeida.
Dedico também à todos os amigos e parceiros que contribuíram direta
e indiretamente na execução dessa dissertação.
AGRADECIMENTOS
Quero agradecer primeiramente Deus, por ter me dado forças em todos os
momentos de dificuldades que passei.
Gostaria de agradecer o Professor Frederico Ozanan Neves por me propiciar
uma oportunidade ímpar, também pela paciência e pelo companheirismo.
Ao Professor Alex Sander Chaves Silva por me transmitir todo o
conhecimento necessário para a execução deste projeto, além de confiar no estudo
que estou concluindo.
Agradecer a todos os professores do curso de Pós Graduação em Engenharia
Mecânica.
A todos os funcionários e técnicos que colaboraram para a conclusão do
projeto de pesquisa.
À CAPES, pela bolsa de estudos concedida.
A todo mundo, um muito obrigado.
EPÍGRAFE
É muito melhor lançar-se em busca de conquistas grandiosas, mesmo
expondo-se ao fracasso, do que alinhar-se com os pobres de espírito, que nem
gozam muito nem sofrem muito, porque vivem numa penumbra cinzenta, onde não
conhecem nem vitória, nem derrota”. (Theodore Roosevelt)
RESUMO
A realização de testes experimentais em laboratórios na área da Engenharia
tem o intuito de investigar e conhecer o comportamento físico de determinadas
estruturas, além de validar situações reais em processos de fabricação. Foi
abordado nesta pesquisa um processo de soldagem por arco elétrico com gás de
proteção GMAW - Gas Metal Arc Welding, o qual é executado com diversos
parâmetros que influenciam e determinam a realização da solda. Destes parâmetros,
a corrente e a velocidade de soldagem foram analisadas seguindo especificações do
fabricante dos consumíveis utilizados na realização da solda. Três níveis de corrente
de soldagem foram adotadas; 140 A, 160 A, 176 A; juntamente com estes valores a
velocidade de soldagem também foi estudada e determinada com o auxílio de um
dispositivo elaborado para parametrizar o tempo gasto para a execução do cordão
de solda. Foram utilizados três níveis de velocidade de soldagem; 4,5 mm/s, 5,4
mm/s e 6,4 mm/s.Também foi realizado um processo de usinagem no material
soldado a fim de obter uma superfície com melhor acabamento, além da
possibilidade de estabelecer a influência deste processo sobre as condições
soldadas e também do material em estado bruto. Esta pesquisa tem como objetivo
comparar os valores das microdurezas das peças soldadas com as soldadas e
posteriormente fresadas para após uma análise estatística indicar a melhor condição
de fabricação quando utilizadas chapas de aço carbono 1045. Foram encontrados
resultados adequados quanto às condições de fabricação, onde recomenda-se
soldar e fresar o produto do que somente soldar.
Palavras Chave: Soldagem GMAW, Tensões Residuais, Microdureza
ABSTRACT
The conduct of experimental tests in laboratories in Engineering aims to
investigate and know the physical behavior of certain structures, and validate real
situations in manufacturing processes. Gas Metal Arc Welding, which runs with
different parameters that influence and determine the completion of the weld - a
process of electric arc welding with GMAW shielding gas was addressed in this
research. Of these parameters, the current and welding speed were analyzed
following manufacturer specifications of consumables used to perform welding. Three
levels of welding current were adopted; 140 A, 160 A, 176 A; these values along with
the welding speed was also investigated and determined with the aid of a device
designed to parameterize the time spent for the execution of the weld bead. Three
levels of welding speed were used; 4.5 mm / s 5.4 mm / s 6.4 mm / s.Também was
carried out a machining process on the weld material to obtain a better surface finish,
and the possibility to determine the influence on this process welded and also the
material conditions in the raw state. This research aims to compare the values of
microhardness of welded with welded parts and subsequently milled to after a
statistical analysis indicates the best condition used when manufacturing of carbon
steel 1045 results found suitable for the conditions of manufacture, which
recommends If welding and milling the product than just welding.
Keywords: Welding GMAW, Residual Stresses, Microhardness
LISTA DE FIGURAS
Figura 2.1. Esboço de um equipamento básico para soldagem GMAW (Rodrigues,
2011 p. 20).. .............................................................................................................. 20
Figura 2.2. Esquema do processo de soldagem GMAW (Mota, 2013 p. 23) ........... 21
Figura 2.3. Transferências metálicas em relação a parâmetros de soldagem
(Rodrigues, 2011; p. 24) ............................................................................................ 25
Figura 2.4. Polaridades utilizadas na soldagem GMAW (SENAI, 2008) ................. 26
Figura 2.5. Variáveis das polaridades da soldagem MIG/MAG (Souza et al. 2009 p.
193)............. .............................................................................................................. 27
Figura 2.6. Modelo das três barras; à esquerda as barras fixas nas bases e à direita
a barra central sofrendo um aquecimento (Adaptado de Marques et al. 2009) ......... 32
Figura 2.7. Comportamento da tensão residual sobre a barra aquecida (Marques et
al. 2009, p. 116) ........................................................................................................ 33
Figura 2.8. Comportamento de tensões residuais em barras e chapas soldadas
(Adaptado de Marques et al. 2009) ........................................................................... 34
Figura 2.9. Tensão de compressão causada pelo processo de fresamento (Norcino,
2013 p. 29).. .............................................................................................................. 35
Figura 2.10. Tensões de tração na superfície causada pelo processo de fresamento
(Norcino, 2013 p. 30) ................................................................................................. 36
Figura 2.11. Geometria do indentador e da impressão Vickers (Carvalho, 2013 p.
54)............... .............................................................................................................. 38
Figura 3.1 Chapa no estado recebido com dimensões de 100 x 100 x 3,2mm ...... 42
Figura 3.2 Chapas em estado recebido com dimensões 100 x 50 x 3,2mm .......... 42
Figura 3.3 Retificador de tensão utilizado para a soldagem MIG/MAG .................. 44
Figura 3.4 Dispositivo parametrizador da velocidade de soldagem MIG/MAG ....... 45
Figura 3.5 Chapas retificadas após o corte ............................................................ 46
Figura 3.6 Posicionamento da tocha de soldagem para o início do procedimento . 46
Figura 3.7 Destaque das regiões afetadas pelo procedimento de soldagem
MIG/MAG.... .............................................................................................................. 47
Figura 3.8 Microdurômetro utilizado para a coleta de dados .................................. 48
Figura 3.9 Equipamento Mesotom utilizado para o corte das chapas .................... 48
Figura 3.10 Vista frontal e lateral dos filetes retirados da chapa soldada ................. 49
Figura 3.11 Politriz utilizada para lixamento dos corpos de prova ............................ 49
Figura 3.12 Chapas preparadas para o ensaio de microdureza Vickers .................. 50
Figura 3.13 Posições de execução das micro indentações ...................................... 50
Figura 3.14 Centro de usinagem utilizado para o fresamento .................................. 51
Figura 3.15 Chapa após o processo de fresamento ................................................. 52
Figura 4.1. Comparação entre as microdurezas em relação às correntes ............. 55
Figura 4.2. Comparação das microdurezas entre as posições sequenciais ............ 56
Figura 4.3. Comparação entre durezas médias de chapas em estado recebido com
as chapas soldadas................................................................................................... 58
Figura 4.4. Análise das condições de fabricação ..................................................... 61
LISTA DE TABELAS
Tabela 2.1 Diferentes processos por fusão a arco elétrico ...................................... 19
Tabela 2.2 Relação de materiais aplicáveis na soldagem MIG/MAG ...................... 20
Tabela 2.3 Vantagens e desvantagens do processo MIG/MAG .............................. 21
Tabela 2.4 Alguns gases e misturas utilizados no MIG/MAG .................................. 23
Tabela 2.5 Tipo e valores dos parâmetros aplicáveis na GMAW ............................ 27
Tabela 3.1. Composição química do aço ABNT 1045 .............................................. 41
Tabela 3.2. Especificações de chanfro, espessura e método de soldagem ............. 43
Tabela 3.3. Valores específicos para o eletrodo utilizado no procedimento ............. 43
Tabela 4.1. Valores da microdureza Vickers (HV) das chapas soldadas ................. 53
Tabela 4.2. Análise entre as condições de soldagem .............................................. 54
Tabela 4.3. Análise do contraste entre as correntes de soldagem ........................... 54
Tabela 4.4. Análise do contraste entre as posições simétricas ................................ 55
Tabela 4.5. Análise do contraste das posições sequenciais .................................... 55
Tabela 4.6. Análise do contraste da interação entre corrente e posição .................. 56
Tabela 4.7. Medidas da microdureza em relação ao recebido ................................. 57
Tabela 4.8. Análise das velocidades de soldagem com o estado recebido .............. 57
Tabela 4.9. Análise das correntes de soldagem em relação ao estado recebido ..... 58
Tabela 4.10.Valores
de
microdureza
Vickers
(HV)
após
o
processo
de
fresamento....... ......................................................................................................... 59
Tabela 4.11.Análise
das
condições
após
o
fresamento
em
relação
ao
soldado............ .......................................................................................................... 60
Tabela 4.12.Análise do contraste entre tratamentos, correntes e velocidades de
soldagem..... .............................................................................................................. 60
Tabela 4.13.Valores
em
HV
das
correntes
utilizadas
independente
do
procedimento............................................................................................................. 61
Tabela 4.14.Valores em HV da interação entre corente e velocidade de soldagem na
condição soldada e fresada....................................................................................... 62
LISTA DE ABREVIATURAS E SÍMBOLOS
Letras Latinas
GMAW
Gas Metal Arc Welding
SMAW
Shielded Metal Arc Welding
AWS
Associação Americana de Soldagem
ABNT
Associação Brasileira de Normas Técnicas
ASTM
Sociedade Americana para Ensaios e Materiais
HV
Dureza Vickers
CC+
Corrente Contínua Positiva
CC-
Corrente Contínua Negativa
ZF
Zona Fundida
ZTA
Zona Termicamente Afetada
SST
Soma quadrática do total de dados
SSA
Soma quadrática dos tratamentos
SSI
Soma quadrática dos valores das correntes de soldagem
SSP
Soma quadrática dos valores das posições de medidas
SSV
Soma quadrática dos valores das velocidades de soldagem
SSAP
Soma quadrática dos valores da interação entre tratamento e posição
SSIP
Soma quadrática dos valores da interação entre corrente e posição
SSERRO
Soma dos erros de todos os dados
GL
Graus de liberdade
MSSC
Média da soma quadrática do contraste
[Kgf/mm²]
MSSERRO Média da soma quadrática do erro
Letras Gregas
= Tensão Residual
= Tensão uniaxial na direção x
[MPa]
[MPa]
SUMÁRIO
CAPÍTULO 1 - INTRODUÇÃO .................................................................................. 15
CAPÍTULO 2 - REVISÃO BIBLIOGRÁFICA .............................................................. 18
2.1.
Soldagem ................................................................................................. 18
2.2.
Soldagem MIG/MAG (GMAW).................................................................. 19
2.3.
Parâmetros da Soldagem GMAW ............................................................ 25
2.4.
Tensões Residuais ................................................................................... 29
2.4.1. Tipos de Tensões Residuais .................................................................... 29
2.4.2. Tensões Residuais na Soldagem ............................................................. 31
2.4.3. Tensões Residuais no Fresamento .......................................................... 35
2.5.
Qualificação das Tensões Residuais por Ensaios de Dureza .................. 36
CAPÍTULO 3 - MATERIAIS E MÉTODOS................................................................. 40
3.1.
Material ..................................................................................................... 41
3.2.
Corpos de Prova....................................................................................... 44
CAPÍTULO 4 - ANÁLISE DE RESULTADOS ............................................................ 53
4.1 Comparação dos corpos de prova soldados ................................................. 53
4.2 Comparação de cada parâmetro com o estado recebido ............................. 57
4.3 Comparação entre as chapas soldadas/fresadas com as soldadas ............. 59
CAPÍTULO 5 - CONCLUSÕES ................................................................................. 63
CAPÍTULO 6 - SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ................................ 65
CAPÍTULO 7 - REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS .................................................. 66
ANEXO I .................................................................................................................... 74
ANEXO II ................................................................................................................... 77
15
CAPÍTULO 1
INTRODUÇÃO
Atualmente indústrias necessitam de um acompanhamento dos processos de
fabricação para se obter uma maior produção e qualidade além de um menor custo
operacional. Devido aos procedimentos utilizados durante a fabricação, produtos
podem apresentar defeitos estruturais tornando essencial o controle para o resultado
final.
A qualidade final de um produto é dependente de parâmetros operacionais
cujos podem influenciar no nível de tensões residuais existentes no produto. Essas
tensões são originadas a partir de processamentos térmicos ou mecânicos tais
como, fundição, soldagem e usinagem. Durante estas operações, o estado normal
do material se altera devido às forças introduzidas, as que permanecem após o
cessamento são definidas por tensões residuais.
Essas tensões são notadas no material devido a ocorrência da deformação
plástica do material. O conhecimento e o controle destas tensões no material são de
fundamental importância para a estrutura produzida, pois após o procedimento de
fabricação as tensões residuais podem ter naturezas distintas: as trativas e as
compressivas. Se em determinada região existir tensões do tipo trativas, trincas
podem aparecer quando o produto for submetido a solicitações cíclicas. Já para
tensões do tipo compressivas, a resistência à fadiga é aumentada.
Em literaturas são encontradas diferentes metodologias para determinar as
tensões residuais, as quais podem ser medidas diretamente por equipamentos
complexos e técnicas como a difração de raios x, o ultrassônico, o eletromagnético
ou ainda a técnica do furo cego. Vantagens e desvantagens podem ser encontradas
em cada técnica, onde a escolha de cada uma depende da exatidão, complexidade,
aplicabilidade, custo e composição química do material em utilização.
16
Recentemente os testes de dureza vem sendo muito utilizados para
determinar a natureza das tensões residuais por serem considerados uma técnica
simples, de fácil aplicação e com um baixo custo operacional comparada às citadas
anteriormente.
Os processos de soldagem induzem tensões residuais no material devido ao
alto gradiente térmico aplicado à região de fusão. Devido a este gradiente altos
níveis de tensões podem ser obtidos, e se forem de natureza trativas, podem
danificar a peça soldada. Parâmetros operacionais do processo de soldagem são
fundamentais para o resultado final da chapa soldada, destaca-se a corrente e a
velocidade de soldagem como um dos principais.
O processo de soldagem adotado tem uma grande importância e vasta
utilização em setores industriais como automotivos, navais, aeronáuticos entre
outros. Industrialmente, a soldagem por arco elétrico com proteção gasosa GMAW Gas Metal Arc Welding é muito utilizada pela capacidade de produção. Neste
procedimento existe a possibilidade de soldar automaticamente com o auxílio de
robôs, porém o controle deste processo é alvo de constantes estudos e pesquisas
devido a existência de diversos parâmetros influentes no resultado final de uma
chapa soldada.
Por outro lado, o procedimento de fresamento é muito utilizado em diversas
aplicações e com inúmeras finalidades, o qual pode ser utilizado para proporcionar
uma superfície com melhor acabamento dependendo da necessidade.
O aço carbono ABNT 1045 é um aço de médio teor carbono, com
propriedades mecânicas adequadas além de ser utilizado em uma ampla área nos
setores de produção e manutenção.
Esta pesquisa tem como objetivo contribuir com pesquisas científicas na área
de produção e recuperação de peças utilizando o método de soldagem. Deseja-se
também determinar valores de microdurezas Vickers em chapas soldadas afim de
estimar a tensão residual nas regiões indentadas.
17
Na sequencia, comparar os valores das microdurezas das chapas soldadas
com os valores obtidos nas chapas que não foram submetidas ao processo para
saber se o procedimento de soldagem beneficiou ou danificou a chapa dentro dos
parâmetros utilizados.
Por fim, realizar um processo de fresamento frontal para dar um acabamento
na chapa soldada e realizar as mesmas medições de microdurezas para determinar
a influência deste procedimento sob as chapas soldadas. Com o auxílio de uma
análise estatística, espera-se encontrar dentro do intervalo de valores estabelecidos
pelo fabricante, valores adequados dos parâmetros utilizados para obter dados
concretos que viabilizam a fabricação por estes meios de fabricação.
18
CAPÍTULO 2
REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1.
Soldagem
Um dos métodos mais utilizados nos últimos tempos entre os processos de
produção disponíveis para construir, reforçar e recuperar peças ou estruturas é a
soldagem, pois este é considerado muito prático e de fácil aplicação em diversos
tipos de materiais disponíveis nos setores de fabricação. A praticidade dos
processos de soldagem se dá por conta da vasta utilização desde estruturas simples
até naquelas que dependem de um alto nível de qualidade e responsabilidade,
como, por exemplo, componentes microeletrônicos ou indústrias como do tipo naval,
automobilística, ferroviária entre outras (MARQUES et al. 2009).
Para a realização de um processo de soldagem existem atualmente diferentes
tipos de equipamentos, materiais e procedimentos. Sendo assim a Sociedade
Americana de Soldagem (AWS) define a soldagem como uma operação que visa
estabelecer a coalescência localizada de um determinado material, gerada por um
aquecimento com ou sem aplicação de pressão.
Devido à existência de distintas técnicas e procedimentos disponíveis para a
execução de uma solda, este assunto torna-se um tanto complexo. Uma das
categorias responsáveis por maior parte de utilização nos setores industriais é a
soldagem feita por uma fusão proporcionada por arco elétrico. Alguns procedimentos
por este meio de soldagem estão descritos na Tabela 2.1.
A escolha e a utilização de cada procedimento dependem da necessidade de
trabalho em cada operação.
19
Tabela 2.1 Diferentes processos por fusão a arco elétri co
Soldagem por fusão à arco elétrico
MIG-MAG
Eletrodo Tubular
Eletrodo revestido
2.2.
Eletrogás
Arco submerso
Plasma e TIG
Soldagem MIG/MAG (GMAW)
Um dos diferentes processos de soldagem existentes para a fabricação no
setor industrial é a soldagem por arco elétrico com gás de proteção. Referenciado
por GMAW (Gas Metal Arc Welding) este processo proporciona uma fusão de um
eletrodo metálico alimentado continuamente pela máquina de soldagem, protegida
por gases característicos deste processo: inertes ou ativos.
A fabricação por este meio de soldagem é muito efetiva devido às vantagens
ligadas à este procedimento. De acordo com Rodrigues (2011), a sua utilização se
justifica por obter em condições adequadas, uma alta produtividade, altas taxas de
transferência do eletrodo além de uma boa penetração de material quando
comparadas com outros processos. Destaca-se ainda, segundo Marques et al.
(2009), a capacidade de manutenção e fabricação de estruturas, a recuperação de
peças desgastadas e até o reforçamento de superfícies metálicas.
Com o decorrer dos anos, avanços e estudos tecnológicos foram
desenvolvidos no intuito de obter novos procedimentos e materiais para a execução
de um processo de soldagem. A partir daí, a soldagem GMAW passou a ser muito
utilizada industrialmente, com capacidade de produção em grande escala e de
qualidade uniforme para todas as peças devido a possibilidade de automatização do
processo (MARQUES et. al. 2009, NILO JR. 2003).
Na Figura 2.1 são esboçados componentes de um equipamento básico
utilizado para efetuar uma solda utilizando o processo GMAW convencional.
20
Figura 2.1. Esboço de um equipamento básico para soldagem GMAW
(Rodrigues, 2011 p. 20)
A vasta utilização deste procedimento se justifica pela aplicação desde
pequenas indústrias até nas responsáveis por grandes produções e alta qualidade.
Isto se dá pela possibilidade de realizar uma solda em diferentes tipos de materiais
como os ferrosos e os não ferrosos, relacionados na Tabela 2.2. Ressalta-se que
para soldar materiais ferrosos deve-se utilizar gases ativos, enquanto que os gases
inertes podem ser utilizados para soldar tanto ferrosos como não ferrosos
(MARQUES et al. 2009; WAINER, 2004).
Tabela 2.2 Relação de materiais aplicáveis na soldagem MIG/MAG
Ligas Ferrosas
Ligas Não Ferrosas
Aços inoxidáveis
Cobre e suas ligas
Ferros fundidos
Alumínio e suas ligas
Aços baixo carbono
Níquel e suas ligas
Aços baixa liga
Titânio, Magnésio e suas ligas
Os gases específicos da soldagem GMAW tem o principal objetivo de
proteger a região da solda, pois se o metal entrar em contato com o ar atmosférico
quando estiver em estado de fusão defeitos e/ou imperfeições podem ser
ocasionados (FREITAS et al. 2009). Com o alto gradiente térmico aplicado a região
da peça, é necessário uma proteção adequada, feita por gases inertes como o
Argônio (Ar) e/ou Hélio (He) ou ativos como o Dióxido de carbono (CO2) ou o
Oxigênio (O2).
21
Na Figura 2.2 é mostrado um procedimento básico da soldagem MIG/MAG,
que une duas partes metálicas.
Figura 2.2. Esquema do processo de soldagem GMAW (Mota, 2013 p. 23)
Vantagens e desvantagens podem ser obtidas ao utilizar este procedimento
de soldagem segundo Nilo Jr. (2003), as quais podem ser vistas na Tabela 2.3. Pela
existência de muitos parâmetros que caracterizam o procedimento de soldagem
GMAW, limitações ou alterações são encontradas quando estes parâmetros são
utilizados ou regulados de forma inadequada.
Tabela 2.3 Vantagens e desvantagens do processo MIG/MAG
Vantagens
Desvantagens
O eletrodo é alimentado continuamente,
Ocorrência de trincas,
A velocidade de soldagem é elevada,
Rápida velocidade de
A taxa de deposição é alta,
resfriamento,
Visibilidade total da poça de fusão,
Regulagem complexa,
Possível controlar a penetração da solda,
Porosidade no cordão de solda,
Pode ser soldada em várias posições,
Geração de tensões residuais
trativas.
22
Muitos estudos são realizados na determinação de parâmetros fundamentais
para um bom desenvolvimento e uma melhor qualidade dos cordões de solda
produzidos.
Na comparação entre procedimentos de soldagem, Marques et al. (2009)
destaca a soldagem GMAW mais complexa do que a soldagem com eletrodos
revestidos. Esta complexidade se justifica pela dificuldade de ser ajustado devido à
existência de diversos parâmetros que influenciam a qualidade final do cordão de
solda. De acordo com Hermans e Den Ouden (1999), são destacados a corrente de
soldagem, a tensão do arco, a polaridade de soldagem, a composição e o diâmetro
do eletrodo, o gás de proteção e a velocidade de soldagem como parâmetros
influentes na qualidade final da solda.
2.2.1.
Gases de Proteção
De acordo com Tatagiba et al. (2012); Rosado (2008); Marques et al. (2009) o
gás de proteção é essencial para resultados satisfatórios ao final da soldagem. Além
de proteger a região da solda contra os efeitos nocivos do ar, pode proporcionar
uma estabilidade do arco elétrico, nas transferências metálicas.
O estudo dos gases de proteção utilizados na soldagem por arco elétrico é
considerado bastante complexo, pela existência de diversos gases, composições e
misturas. Na literatura os primeiros registros da utilização dos gases foram em 1948
onde se utilizava um gás inerte, o Argônio (Ar) para soldar o alumínio.
Em 1951 tornou-se possível a soldagem dos aços, pois o Oxigênio passou a
ser misturado com o Argônio. Dois anos depois, segundo Machado (1996) o Dióxido
de carbono (CO2) começou a ser misturado nos gases inertes (Argônio ou Hélio)
com o intuito de tornar o processo mais barato. Para esta mistura Moyer (2002)
destaca que se utilizado de (3 - 25)% do CO2 a produtividade e a qualidade do
cordão de solda aumentam; os autores Suban e Tusek (2001) relatam ainda que a
adição do gás carbônico pode aumentar a penetração e a dureza do cordão de
solda.
23
Desde então a praticidade e a versatilidade do processo vem ganhando
espaço com a possibilidade de utilizar diversas composições envolvendo gases com
diferentes níveis e misturas que proporcionam um resultado adequado ao final do
processo.
Segundo a Associação Americana de Soldagem (AWS), os diferentes gases e
misturas disponíveis para a realização de uma soldagem por este processo são
especificados por normas técnicas, no caso, a AWS A5.32. Alguns destes gases e
misturas podem ser observados na Tabela 2.4, onde se relaciona a natureza e as
aplicações destes.
Tabela 2.4 Alguns gases e misturas utilizados no MIG/MAG
INERTE
ATIVO
Gás ou mistura
Aplicação
Gás ou mistura
Aplicação
Argônio (Ar)
Quase todos menos o aço
Ar + 3 a 5% O2
Diversos aços
Ar + 20 a 50 % He
Al, Mg, Cu e suas ligas
CO2 puro
Aços carbono
Hélio (He)
Al, Mg, Cu e suas ligas
Ar + CO2 + O2
Aços carbono
Nitrogênio (N2)
Cobre e suas ligas
Ar + 20-50% CO2
Diversos aços
Pela Tabela 2.4 nota-se uma maior utilização do gás Argônio do que o Hélio,
ambos inertes. Esta utilização se justifica pela densidade do Argônio, visto que este
é mais pesado que o Hélio. Para uma proteção feita com o Hélio é necessário uma
vazão maior, cerca de 3 vezes a mais do que a feita pelo Argônio (FREITAS et al.
2009).
2.2.2.
Transferências Metálicas
A transferência metálica é definida segundo Souza et al. (2011); Cabral
(2011); Mota (2013) como a transferência de uma parte do eletrodo para a poça de
fusão através do arco elétrico. Diversas variáveis influenciam a transferência
metálica, tais como a corrente de soldagem, o gás de proteção, a polaridade da
corrente e o comprimento do arco elétrico (MARQUES et al. 2009, KIM e EAGAR,
1993).
24
Existem basicamente três modos distintos de transferência metálica, variando
de acordo com o tamanho, a forma e a frequência em que o metal se desprende da
ponta do eletrodo. De acordo com a regulagem de parâmetros operacionais é que se
resulta no modo da transferência (MOTA, 2013).
A transferência por curto circuito acontece quando uma gota se forma na
ponta do eletrodo até atingir uma dimensão que chega a tocar na superfície da poça
de fusão fazendo com que aconteça um curto circuito, transferindo assim a gota
metálica para a região a ser soldada (SOUZA et al. 2011; FERREIRA FILHO, 2007;
MOTA, 2013).
Segundo Souza et al. (2011), com este modo de transferência obtém-se
muitos respingos podendo comprometer a capacidade e o tempo de produção, pois
além da perda de material é necessário uma limpeza da peça.
A transferência do tipo globular acontece quando maiores dimensões da gota
metálica são atingidos na ponta do eletrodo, fazendo com que esta não suporte o
seu peso e se desprenda em direção à poça de fusão. Para este modo de
transferência a soldagem deve ser feita em posição plana (FERREIRA FILHO, 2007;
DOBIGNIES, 2008).
Outro modo de transferência metálica é denominado por spray, onde as gotas
formadas tem diâmetros muito pequenos e desprendem-se mais facilmente do
eletrodo (RIBEIRO, 2012). De acordo com Mota (2013); Marques et al. (2009), para
soldar chapas mais espessas a transferência adequada e a por spray, devido a altas
temperaturas obtidas.
Vantagens e desvantagens podem ser encontradas em cada tipo de
transferência durante e após o processo de soldagem de acordo com a regulagem
dos parâmetros operacionais. Segundo Kim et al. (2003) o controle dos modos de
transferência metálica é essencial para obter qualidade, produtividade e custos de
uma junta soldada. Na Figura 2.6 pode-se estabelecer o tipo de transferência
predominante relacionada com parâmetros operacionais da soldagem.
25
Figura 2.3. Transferências metálicas em relação a parâmetros de soldagem
(Rodrigues, 2011; p. 24)
O controle e o monitoramento dos resultados obtidos na soldagem são
possíveis com alterações de parâmetros fundamentais do processo. Ao alterar
valores de parâmetros como corrente e velocidade de soldagem pode-se
estabelecer um comparativo com a melhor condição de soldagem para o material
utilizado.
2.3.
Parâmetros da Soldagem GMAW
O processo de soldagem por arco elétrico com gás de proteção - GMAW é
dependente de parâmetros operacionais básicos, onde a escolha e a regulagem
adequada destes são influentes na capacidade e qualidade de produção. Segundo
Aloraier (2010) as dimensões do cordão de solda também são afetadas pela
regulagem do cordão de solda.
Muitos estudos e testes experimentais são realizados a fim de determinar a
influência dos distintos parâmetros envolvidos neste processo de soldagem. A
escolha e a regulagem adequada destes parâmetros são dependentes de vários
testes executados.
26
2.3.1
Corrente
A corrente de soldagem é fundamental para a execução do processo de
soldagem por arco elétrico com gás de proteção - GMAW. Dois tipos de correntes
podem ser utilizadas neste processo, a positiva e a negativa. De acordo com Puhl
(2011); Souza et al. (2009); Moreira (2008) a polaridade mais utilizada neste
processo é a positiva (CC+), pois é possível obter boas condições de transferência
de metal, boa penetração de material além de produzir poucos respingos
comparados com a polaridade negativa, devido as forças eletromagnéticas estarem
concentradas na ponta do eletrodo contribuindo no desprendimento da gota.
Em um outro estudo, Giraldo (2009) ressalta que a corrente de soldagem
deste processo está diretamente ligada à velocidade de alimentação do arame,
desde que a extensão do eletrodo seja constante. Sendo assim para maiores
velocidades de alimentação do arame maiores valores de corrente devem ser
utilizados.
O nível de corrente é adotado a partir de fatores como o material, o tipo e o
diâmetro do eletrodo e a transferência adequada para o processo. Se para a
realização da solda for utilizada uma polaridade negativa, altas velocidades de
deposição podem ser obtidas, porém podem resultar em baixa penetração de
material no cordão de solda, além de uma transferência irregular com muitos
respingos (MARQUES et al. 2009; CIRINO, 2009). Na Figura 2.4 pode-se observar o
esquema de ligação dos cabos nos polos do equipamento de soldagem.
Figura 2.4. Polaridades utilizadas na soldagem GMAW (SENAI, 2008)
27
Comparando a quantidade de calor gerada em cada polaridade, Puhl (2011);
Souza et al. (2009) afirmam que cerca de 30% do calor é transferido à peça e o
restante transferido ao eletrodo na polaridade negativa, obtendo assim uma maior
taxa de fusão do que na polaridade positiva que tem o balanço de calor inverso. Esta
comparação pode ser visto na Figura 2.5.
Figura 2.5. Variáveis das polaridades da soldagem MIG/MAG (Souza et al.
2009 p. 193)
A formação adequada do cordão de solda é dependente do tipo e do nível de
corrente adotado para a execução da solda. Fatores como composição do eletrodo,
o gás de proteção e o tipo de transferência metálica também influenciam na
qualidade do cordão de solda. Na Tabela 2.5 são mostrados estes fatores de acordo
com especificações adequadas para o processo.
Tabela 2.5 Tipo e valores dos parâmetros aplicáveis na GMAW
Corrente positiva CC+
Diâmetro do eletrodo
Corrente
Tensão
Gás de
ER-70S-6 (mm)
(A)
(V)
proteção
0,8
60 - 200
18 - 24
0,9
70 - 250
18 - 26
Ar + 8 - 20%
1,0
80 - 300
18 - 32
de CO2
1,2
120 - 380
18 - 34
1,6
225 - 550
28 - 38
Fonte: ESAB
28
2.3.2
Velocidade de Soldagem
Um dos parâmetros essenciais para o controle de produção no processo de
soldagem por arco elétrico com gás de proteção - GMAW é a velocidade de
soldagem, pois influencia na quantidade de calor aplicada a área de fusão. A
velocidade de soldagem é definida pela taxa de deslocamento da tocha de soldagem
em relação ao tempo gasto para realizar o cordão de solda (MOREIRA, 2008; NILO
JR., 2003).
Dependendo dos valores da velocidade de soldagem, Sabio (2007);
Groetelaars
(2005);
Nilo
Jr.
(2003),
afirmam
que
podem
ser
obtidas
descontinuidades e alterações dimensionais como a largura e penetração no cordão
de solda.
Este é um parâmetro que deve ser regulado e adequado juntamente com a
corrente de soldagem, visto que são parâmetros diretamente proporcionais. Contudo
para maiores valores de corrente, maiores velocidades de soldagem devem ser
adotadas (CIRINO, 2009).
O aumento da velocidade e da corrente de soldagem pode resultar em
descontinuidades como falta de fusão, mordeduras ou porosidades. A penetração de
material no cordão de solda também é influenciada pela velocidade de soldagem,
pois segundo Mota (2013) a penetração reduz na medida em que a velocidade
atinge valores menores que 30 cm/min.. Isto acontece pelo fato do arco elétrico
tender mais para a poça de fusão do que para o metal base.
Para realizar a soldagem por arco elétrico com gás de proteção - GMAW de
forma convencional é necessário contar com a habilidade do operador para controlar
o deslocamento da tocha de soldagem sobre a chapa, contudo tempos distintos são
gastos para a soldagem de peças de mesmo tamanho. Uma das maiores vantagens
deste processo é a possibilidade de utilizar mecanismos que parametrizam a
velocidade de soldagem.
29
2.4.
Tensões Residuais
Com o desenvolvimento industrial dos últimos anos é fundamental entender e
controlar os processos de fabricação tanto como os produtos fabricados. A
qualidade dos produtos é oriunda dos distintos procedimentos, parâmetros,
equipamentos e materiais utilizados para a fabricação (ROCHA et al. 2009).
O estado final de um produto depende da tensão residual, pois falhas ou
distorções podem aparecer após a fabricação. Muitos estudos vem sendo realizados
no intuito de conhecer, controlar e evitar os defeitos que possam surgir (ESTEFEN
et al. 2008; RODRIGUES, 2011; AMOROS, 2008; REIS, 2012).
A tensão residual, segundo Estefen et al. (2008); Cofiño (2010); Neto et al.
(2011) é definida por uma força resultante no interior de uma estrutura após
procedimentos térmicos ou mecânicos, onde o comportamento, estado e magnitude
destas tensões podem ser determinadas pela resistência mecânica da estrutura. De
acordo com Hauk (1997), as tensões residuais são forças auto equilibrantes que
podem ser ocasionadas por deformações plásticas. Além das deformações
plásticas, destaca-se também segundo Reis (2012), a taxa resfriamento do material
aquecido e a transformação de fase da microestrutura como mecanismos geradores
das tensões residuais.
2.4.1. Tipos de Tensões Residuais
Pode-se classificar estas tensões quanto a sua área de abrangência, podendo
atingir distâncias interatômicas até grandes volumes do material. As tensões do tipo
macroscópicas são definidas por forças que se estendem por grandes porções
volumétricas comparadas com o tamanho do grão do material, causando
deformações uniformes para muitos grãos devido a deformação plástica não
uniforme ou ainda por altos gradientes térmicos com magnitudes e direções distintas
em diferentes áreas do material (REIS, 2012; COFIÑO, 2010; SOUSA, 2012).
30
De acordo com Carvalho (2013), este é o tipo de tensão residual de maior
interesse para a Engenharia devido aos seus efeitos sobre os materiais. Segundo
Sousa (2012); Sharpe Jr e Sharpe (2008), processos como torneamento,
fresamento, retificação e soldagem são causadores deste tipo de tensão residual.
Existem também as tensões microscópicas que atingem uma região bem
menor, isto é, um grão ou uma parte dele. Mais além existem as submicroscópicas
que por sua vez distâncias interatômicas interiores ao grão são atingidas. Em
materiais metálicos sujeitos a processos que produzam descontinuidades na rede
cristalina como vazios e impurezas é que esta tensão ocorre (SUTERIO, 2005;
COFIÑO, 2010; REIS, 2012).
O conhecimento e o controle na qualidade de produção são possíveis através
de métodos que qualificam ou quantificam as tensões residuais. Inicialmente as
medições eram feitas a partir de métodos que danificavam a superfície do material,
denominadas como técnicas destrutivas. Segundo Reis (2012), estas técnicas
alteram o estado de equilíbrio das tensões existentes no material e são medidas
através do alívio de tensão. Este alívio é calculado através de formulações
matemáticas.
Aquelas que danificam, mas não chegam a comprometer a integridade e a
estrutura do material são denominadas por técnicas semidestrutivas. São exemplos
a técnica do furo cego, que consiste na execução de um furo próximo a
extensômetros que medem as deformações causadas pela retirada de material no
furo (RIBEIRO, 2012). Um novo conceito que qualifica as tensões residuais se
enquadra nesta técnica e vem sendo muito utilizada atualmente, esta é a técnica da
indentação.
A indentação vem ganhando espaço pela facilidade de aplicação juntamente
com o baixo custo operacional para a coleta de dados, porém por este modo as
tensões não são medidas diretamente e sim qualificadas de acordo com a natureza
das tensões residuais.
31
Segundo Rocha et al. (2009) para a escolha da técnica adequada, é
necessário conhecer parâmetros como a natureza e geometria do material além do
custo final para a obtenção de dados.
Por último, as técnicas não destrutivas não danificam o material pois os dados
são coletados por equipamentos mais complexos como a difração de raios x,
ultrassom ou eletromagnético. Segundo Reis (2012), estas técnicas coletam
qualquer tipo de tensão no material.
Com distintas técnicas para a medição de tensões residuais, Metz et al.
(2007) ressalta que comparações feitas a partir das propriedades físicas do material
pode ser um método eficaz na identificação da natureza da tensão em determinados
locais.
2.4.2. Tensões Residuais na Soldagem
Devido a fusão proporcionada pela soldagem por arco elétrico, o material fica
sujeito à variações dimensionais. Além destas variações, uma alteração na
microestrutura ou uma mudança de fase do material podem ocorrer. Após a
soldagem, três áreas distintas podem ser notadas no material: a (ZF) zona fundida, a
(ZTA) zona termicamente afetada (SILVA et al. 2011; Poorhaydar et al. 2005).
As dimensões de um material variam de acordo com o gradiente térmico
aplicado. Essas variações ocorrem durante o ciclo térmico de soldagem e podem ser
representadas matematicamente pela equação da dilatação térmica:
;
Onde:
32
O aquecimento localizado durante o processo de soldagem faz com que o
calor atue de forma heterogênea no material, causando deformações plásticas não
uniformes gerando as tensões residuais (COFIÑO, 2010). Um material metálico
submetido a fontes de calor tende a se dilatar, quando resfriado a tendência é que
ele se contraia, acontecendo fenômenos de dilatação e compressão. Segundo
Estefen et al. (2008); Cofiño (2010); Ribeiro (2010) e Rodrigues (2011), estes
fenômenos ocasionam dois tipos de tensões residuais as trativas e as compressivas.
Alguns estudos relacionam a natureza das tensões residuais geradas na
soldagem com modelos como das barras cilíndricas (MARQUES et al. 2009;
RIBEIRO, 2010; RODRIGUES, 2011). Na figura 2.6 é esboçado este modelo, onde
três barras cilíndricas de aço com tamanhos iguais são fixadas em duas bases para
que não ocorra alguma variação dimensional.
Figura 2.6. Modelo das três barras; à esquerda as barras fixas nas bases e à
direita a barra central sofrendo um aquecimento (Adaptado de Marques et
al. 2009)
Inicialmente a barra central é aquecida e tenta se expandir, porém é impedida
pelas laterais que não foram submetidas ao calor. Essa restrição exercida por estas
barras faz com que a barra central sofra uma compressão que aumenta na medida
em que se aumenta a temperatura, a deformando plasticamente em compressão
assim que atinja o limite de escoamento em compressão do material.
33
Neste estágio, tensões de compressão atuam na barra central e de tração nas
barras laterais. Quando o aquecimento é cessado ocorre uma inversão no estado de
tensão, pois o esforço de compressão da barra central tende a diminuir. À medida
em que a temperatura cai a barra tenta diminuir de comprimento, mas as barras
laterais impedem essa diminuição.
Por fim, enquanto a temperatura continua caindo, tensões de tração atuam na
barra central até atingir o limite de escoamento de tração do material deformando-a
plasticamente. Na Figura 2.7 pode ser observado esse comportamento. Ressalta-se
que nestes estágio atuam tensões de compressão nas barras laterais e de tração na
central (MARQUES et al. 2009; RODRIGUES, 2011).
Figura 2.7. Comportamento da tensão residual sobre a barra aquecida
(Marques et al. 2009, p. 116)
Na soldagem de chapas de aço pode ser observado o mesmo comportamento
das tensões residuais, onde a barra central se equivale a regiões mais próximas do
cordão de solda, enquanto que as laterais se equivalem ao restante do material. A
relação entre as barras e a chapa soldada pode ser observada na Figura 2.8.
34
Figura 2.8. Comportamento de tensões residuais em barras e chapas
soldadas (Adaptado de Marques et al. 2009)
De acordo com Estefen et al. (2008), quando conhecidas as tensões residuais
nas regiões próximas ao cordão de solda, pode-se caracterizar a integridade
estrutural de toda a peça sabendo o quanto ela foi afetada. É fundamental então, o
conhecimento e o controle das tensões para resultados como capacidade e
qualidade de produção.
Ao considerar a natureza das tensões residuais, Reis (2012); Moreira (2008),
afirmam que regiões onde existem tensões trativas, existe uma tendência a aparecer
trincas ou imperfeições. A geração destas forças é considerada como um dos
maiores problemas encontrados ao relacionar falhas em processos de soldagem,
pois segundo Xiaoyan et al. (1996) os carregamentos cíclicos que as estruturas
soldadas são submetidas podem ocasionar um processo de fadiga.
Os defeitos ocasionados pelo nível das tensões de tração podem ser
reduzidos ao realizar a técnica do pré-aquecimento ou ainda por um tratamento
térmico após a soldagem (RODRIGUES, 2011). Se as forças encontradas no
material forem de compressão, o material sofre um enrijecimento. Este tipo de
tensão residual é considerada como benéfica.
35
Segundo Reis (2012), benefícios ou malefícios das tensões residuais podem
estar diretamente ligadas a três fatores básicos, sendo eles o tipo de material
(comportamento quando sujeito a deformações plásticas), o tipo de esforço que o
material será submetido e a natureza das tensões residuais.
2.4.3. Tensões Residuais no Fresamento
O fresamento é um processo definido como uma retirada de material
proporcionada por uma ferramenta cortante. Esta ferramenta é fixa a uma máquina
fresadora, que exerce um contato sobre a superfície de um material fixo em uma
mesa que se move em sentidos lineares (FERRARESI, 1977).
Considera-se o fresamento vantajoso e prático se comparados com outros
processo de usinagem, por obter resultados como boa qualidade superficial além de
alta produtividade (BANIN JUNIOR, 2009). Deformações plásticas no material
podem ser ocasionados segundo Norcino (2013), devido a força de compressão que
a ferramenta exerce na superfície da peça. Dependendo dos parâmetros utilizados,
diferentes tipos de tensões residuais podem ser obtidas.
Na Figura 2.9 é mostrado um comportamento onde tensões de compressão
são resultantes na superfície do material causadas pelo efeito mecânico da
ferramenta. Ressalta-se que baixos valores de velocidade de corte favorece o efeito
mecânico.
Figura 2.9. Tensão de compressão causada pelo processo de fresamento
(Norcino, 2013 p. 29)
36
Para velocidades de corte maiores, ocorre uma deformação plástica
ocasionada pelo efeito térmico. A temperatura obtida pelo atrito da ferramenta
promove uma transformação de fase da microestrutura do material, nesse caso
tensões residuais de tração são encontradas na superfície do material. Na Figura
2.10 é possível observar esta reação.
Figura 2.10. Tensões de tração na superfície causada pelo processo de
fresamento (Norcino, 2013 p. 30)
Combinando efeitos mecânicos e térmicos, Neto et al. (2011) afirma que
tensões de tração ou de compressão podem ser geradas. Isto vai depender dos
parâmetros operacionais, da temperatura atingida nas camadas superficiais e nas
alterações metalúrgicas do material.
Parâmetros como velocidade, avanço e profundidade de corte ajustados
adequadamente contribuem de forma significativa para o estado das tensões
residuais. Durante a execução do fresamento pode-se utilizar o fluido de
refrigeração, que contribui para que o gradiente térmico não atinja altos valores
(NETO et al. 2011). A velocidade de corte e o avanço segundo Fonseca et al.
(2008), influenciam as propriedades superficiais das peças como a dureza, a tensão
residual e a rugosidade.
2.5.
Qualificação das Tensões Residuais por Ensaios de Dureza
Para o controle da qualidade de um produto, é muito comum utilizar ensaios
mecânicos. Através destes, são possíveis determinar características específicas e
propriedades mecânicas após procedimentos de fabricação (RODRIGUES, 2011).
37
Os testes de dureza são muito comuns para avaliar e caracterizar
propriedades mecânicas de um material. A dureza de um material segundo Callister
(2007) é definida pela resistência à penetrações ou danos na superfície. Estudos
como de Pulecio (2010); Dias et al. (2010); Teixeira et al. (2013) resumem estes
testes em indentações realizadas na superfície de um material ocasionando
deformações similares às geometrias dos indentadores.
A técnica da indentação consiste na compressão de penetradores com
diferentes geometrias sobre uma superfície limpa e plana durante um intervalo de
tempo. É um procedimento considerado versátil, simples, com baixo custo
operacional e com vantagens como na determinação da dureza, do módulo de
elasticidade, do limite de resistência do material além de qualificar as tensões
residuais nas regiões indentadas (ARAÚJO, 2011; SOUSA, 2012; VANIMISSETI, et
al. 2006; MANEIRO e RODRÍGUEZ, 2006; RODRIGUES, 2011).
Os testes de dureza são diferenciadas pelas geometrias dos indentadores
que podem ser esféricos, cônicos ou piramidais (CARVALHO, 2013; MOTA, 2013).
De acordo com estas geometrias é que são definidos os testes como o Rockwell,
Brinell e Vickers.
O ensaio de dureza Vickers se baseia na compressão por uma carga
determinada de um indentador de diamante com forma piramidal de base quadrada
e um ângulo entre as faces de 136° (PIANA et al. 2005).
Estudos consideram o método Vickers mais vantajoso comparado com outros
métodos por possuir uma escala contínua de dureza, produzir impressões pequenas
além da possibilidade de ser aplicado em diversos tipos de materiais. Na Figura 2.11
é mostrado o esquema de uma indentação com penetrador piramidal.
38
Figura 2.11. Geometria do indentador e da impressão Vickers (Carvalho, 2013
p. 54)
Com a evolução dos testes de dureza Vickers tornou-se possível realizar
ensaios de microdureza, os quais visam uma medição em pequenas áreas com
precisão e eficiência em regiões críticas como as afetadas pelo calor de uma
soldagem (TEIXEIRA et al. 2013). Estes ensaios são normalizados pela ASTM (E384) onde são definidos padrões para a carga e o tempo de aplicação para
determinado material.
Para a realização dos ensaios de microdureza, a superfície do material deve
ser muito bem preparada não podendo conter oxidações ou imperfeições. Contudo,
a superfície deve ser plana, limpa, lixada e polida para que não ocorra distorções
nas medidas. É necessário um microdurômetro para a medição das micro
impressões deixadas pelo indentador (MOTA, 2013).
39
Esta técnica vem sendo muito utilizada atualmente para a qualificação de
tensões residuais como em estudos de Reis (2012); Sousa (2012) e Carvalho
(2013). Existem basicamente quatro formas para determinar as tensões residuais
utilizando ensaios de dureza, como a variação da dureza de um material, a relação
entre força e profundidade da indentação, a medição da forma geométrica e também
a deformação ao redor da indentação.
A qualificação destas tensões depende da resistência que o penetrador sofre
para indentar a superfície do material, pois se existir tensões residuais do tipo
trativas na região do material o indentador é penetrado com mais facilidade do que
quando existir tensões do tipo compressivas, que possui uma dureza maior
(SOUSA, 2012; CARVALHO, 2013; MACKENZIE e TOTTEN, 2006).
40
CAPÍTULO 3
MATERIAIS E MÉTODOS
Neste capítulo são apresentados os materiais e métodos utilizados na
pesquisa a fim de qualificar as tensões residuais obtidos em processos de
fabricação. O estudo foi realizado em um aço carbono ABNT 1045. Deste, foram
confeccionados corpos de prova que foram submetidos ao procedimento soldagem
GMAW, na sequência um processo de usinagem por fresamento. Após esta etapa
foram
realizados
ensaios
de
microdureza
em
posições
pré-estabelecidas
proporcionando informações fundamentais do comportamento mecânico do material.
Todos os procedimentos adotados para o processo de soldagem e o fresamento
bem como os ensaios de microdureza seguem o fluxograma seguinte.
Aquisição do
material
Preparação dos corpos
de prova
Análise química do
material
Escolha dos
parâmetros de
soldagem
Ensaios de soldagem
Preparação das
amostras para
fresamento
Preparação para
microdureza
Fresamento
Preparação para
microdureza
Análise de resultados
41
3.1.
Material
O material utilizado para o desenvolvimento da pesquisa foram chapas
laminadas de aço ABNT 1045 (médio teor carbono). A composição química
específica do aço utilizado segue na Tabela 3.1.
Tabela 3.1. Composição química do aço ABNT 1045
C
ABNT
1045
Mn
P
0,45 0,68 0,010
Si
0,20
Ni
Al
0,020 0,020
Cr
V
Cu
0,030 0,010 0,020
Este material foi adotado por ser considerado um metal com muita utilização
industrial, apesar de não obter uma boa soldabilidade devido à porcentagem de
carbono em sua composição. Esta soldabilidade é representada pela equação do
carbono equivalente adotada pelo International Istitute of Welding (IIW):
Resultados maiores que 0,40 significa que o metal não tem boa soldabilidade
(INFOSOLDA, 2014). A média soldabilidade deste material foi um dos fatores que
impulsionou o estudo, pois é necessário um maior controle dos parâmetros para a
realização da solda.
Foram adquiridos chapas de aço em estado laminado, que continham
dimensões de 100 x 100 x 3,2 mm conforme a Figura 3.1.
42
Figura 3.1
Chapa no estado recebido com dimensões de 100 x 100 x 3,2mm
Na sequencia foram cortadas ao meio a fim de obter duas partes metálicas
resultando em dimensões de 100 x 50 x 3,2 mm.
Figura 3.2
Chapas em estado recebido com dimensões 100 x 50 x 3,2mm
O corte das chapas foi determinado com base em especificações técnicas, as
quais determinam o tipo de chanfro, a espessura e o método de soldagem mais
adequado para obter a coalescência destas duas partes metálicas. Na Tabela 3.2 é
possível observar estas informações.
43
Tabela 3.2. Especificações de chanfro, espessura e método de soldagem
(Fonte: INFOSOLDA)
O eletrodo utilizado para a execução do cordão de solda foi o AWS ER-70S-6
com diâmetro de 0,8 mm. Segundo o fabricante existem alguns diâmetros diferentes
para o mesmo eletrodo, o qual deve ser utilizado dependendo do tipo de material a
ser soldado e também dos parâmetros operacionais.
Na Tabela 3.3 são especificados parâmetros essenciais para o procedimento
relacionados com o diâmetro do eletrodo.
Tabela 3.3. Valores específicos para o eletrodo utilizado no procedimento
Corrente positiva CC+
Diâmetro do eletrodo
Corrente
Tensão
Gás de
ER-70S-6 (mm)
(A)
(V)
proteção
0,8
60 - 200
18 - 24
0,9
70 - 250
18 - 26
Ar + 8 - 20%
1,0
80 - 300
18 - 32
de CO2
1,2
120 - 380
18 - 34
1,6
225 - 550
28 - 38
Fonte: ESAB
44
O gás de proteção utilizado na soldagem das chapas seguiu especificações
segundo a Tabela 3.3, que consiste na mistura de Argônio (Ar) e Dióxido de carbono
(CO2). Denominado como AGAMIX 20, o gás continha 80% de Argônio com 20% de
CO2. Os teores desta mistura segundo Moyer (2002), Suban e Tusek (2001) são
utilizados para aumentar a produtividade, a qualidade, a penetração e a dureza no
cordão de solda.
3.2.
Corpos de Prova
Com os consumíveis adequados para a soldagem do aço 1045, foram
determinados três valores de corrente de soldagem para a execução da solda.
Existe um intervalo que varia de 60 - 200 A para a utilização da corrente, onde após
testes preliminares, foram adotados valores de 140 A, 160 A e 176 A.
O equipamento utilizado para a soldagem MIG/MAG foi um retificador de
tensão constante da marca Bambozzi - Mega Plus 250. Este retificador permite
efetuar uma soldagem com polaridade positiva, onde o eletrodo é conectado ao polo
positivo enquanto a peça conectada ao negativo. Na Figura 3.3 é mostrado este
equipamento.
Figura 3.3
Retificador de tensão utilizado para a soldagem MIG/MAG
45
A velocidade de soldagem é um dos parâmetros essenciais para os
resultados de uma solda, porém quando feita de forma manual, tempos distintos são
gastos para a execução do cordão de solda podendo gerar descontinuidades ou
outros defeitos. Para reduzir a influência do operador no processo foi desenvolvido
um dispositivo que parametriza a velocidade de soldagem conforme a Figura 3.4.
Com a tocha de soldagem fixa a uma haste do dispositivo, este dispositivo promove
um deslocamento da peça em direção à tocha em três níveis distintos de velocidade.
As velocidades utilizadas neste estudo proporcionadas pelo dispositivo foram
de 4,5 mm/s, 5,4 mm/s e 6,4 mm/s.
Figura 3.4
Dispositivo parametrizador da velocidade de soldagem MIG/MAG
Ao adotar os três níveis de corrente, com os três de velocidade de soldagem
e considerando as três réplicas de cada condição foram soldados 27 corpos de
prova com o objetivo de comparar o efeito de cada parâmetro no estado final da
chapa soldada.
Optou-se utilizar chapas retificadas para a execução da solda para facilitar os
ensaios de microdureza dos corpos soldados. Na Figura 3.5 é mostrada uma chapa
retificada pronta para o processo de soldagem.
46
Figura 3.5
Chapas retificadas após o corte
Com os parâmetros operacionais determinados seguindo as especificações
adequadas de operação, as chapas foram colocadas no dispositivo de velocidade
para que se pudesse iniciar a solda. A tocha de soldagem foi posicionada na junta
para executar o passe de raiz, a folga da junta media 2 mm com uma altura do arco
elétrico de 17 mm. A Figura 3.6 mostra o processo MIG/MAG e o posicionamento
para o início do procedimento.
Figura 3.6
Posicionamento da tocha de soldagem para o início do
procedimento
47
Após realizar a soldagem das chapas, foram encontrados três regiões
distintas e que podem ser facilmente visualizadas na Figura 3.7. A ZF(zona fundida)
é representada pelo cordão de solda, a ZTA (Zona Termicamente Afetada) é
caracterizada pela parte mais escura da peça a o metal base é configurado o
restante do material.
Zona Fundida
Zona Termicamente Afetada
Metal Base
Figura 3.7
Destaque das regiões afetadas pelo procedimento de soldagem
MIG/MAG
Com a necessidade de determinar o parâmetro com mais influência na
soldagem das chapas de aço em relação ao valor da dureza, ensaios de
microdureza foram realizados. Dependendo do valor obtido e de uma análise
estatística, pode-se concluir se a chapa foi ou não danificada e por qual parâmetro.
Os ensaios de microdureza são padronizados pela norma ASTM - E 384,
onde ressalta que a superfície de corpo de prova deve ser plana, lixada e polida se
necessário para que aconteça uma leitura correta das impressões deixadas pelo
indentador.
48
O equipamento utilizado para a realização dos ensaios, de marca Mitutoyo
MVK-G1 Hardness Tester, permite através de uma ocular a visualização e a
medição das microimpressões. Na Figura 3.8 pode-se observar este equipamento.
Figura 3.8
Microdurômetro utilizado para a coleta de dados
As chapas tiveram que ser preparadas para o ensaio de microdureza, pois o
equipamento não permite a análise da chapa com as dimensões em que foram
recebidas. Inicialmente as chapas foram seccionadas ao meio e na sequência
cortados filetes desta parte com dimensões de aproximadamente 50 x 10 mm. Na
Figura 3.9 é mostrado o equipamento utilizado para cortar as chapas. A Figura 3.10
esboça os filetes retirados das chapas.
Figura 3.9
Equipamento Mesotom utilizado para o corte das chapas
49
Figura 3.10 Vista frontal e lateral dos filetes retirados da chapa soldada
Para o ensaio de microdureza Vickers, os corpos de prova foram preparados
com lixas de 400, 600, 800, 1000, 1200 e 1500 mesh com o auxílio de uma máquina
politriz modelo PANAMBRA DP - 9ª. Essa politriz (Figura 3.11) disponível no
Laboratório de Materiais da Universidade Federal de São João del Rei, proporciona
o lixamento com um fluxo de água constante, seguindo especificações da norma
ASTM E 3 - 01.
Figura 3.11 Politriz utilizada para lixamento dos corpos de prova
Na Figura 3.12 destaca-se os corpos de prova preparados para o ensaio de
microdureza, onde todas as chapas foram lixadas de formas similares para todas as
amostras.
50
Figura 3.12 Chapas preparadas para o ensaio de microdureza Vickers
Este estudo tem o interesse em conhecer a dureza no material todo e não
somente nas regiões mais próximas ao cordão de solda, por isso foram adotadas
posições de medidas para a realização das indentações conforme a Figura 3.13.
Figura 3.13 Posições de execução das micro indentações
51
Conforme especificações da norma, para a realização do teste de
microdureza foram adotados parâmetros como carga e tempo de aplicação, sendo
a) Carga utilizada: 500g
b) Tempo de aplicação: 20 seg.
Teve-se também o interesse em saber a dureza das chapas obtidas após o
fresamento. As metades não utilizadas na preparação das primeiras medidas, foram
submetidas ao processo de fresamento, em seguida ao seccionamento e ao
lixamento. A partir dos filetes fresados foi feita a indentação nas mesmas regiões
sob as mesmas condições das chapas somente soldadas
Para o processo de fresamento das chapas foi utilizado um centro de
usinagem Discovery 560 da Romi e comando SINUMEIK 810D (Figura 3.14 )
Figura 3.14 Centro de usinagem utilizado para o fresamento
Os parâmetros utilizados durante o fresamento foram velocidade e
profundidade de corte e avanço, onde seguem:
a) velocidade de corte (Vc) = 250 m/min;
b) profundidade de corte (Ap) = 0,3 mm;
c) avanço (a) = 100 mm/min.
52
Os corpos foram usinados por um fresamento frontal com uma fresa de topo
de 2 arestas cortantes.
As chapas submetidas ao processo de fresamento podem ser vistas na Figura
3.15 com os procedimentos necessários para o experimento. Na sequencia as
mesmas foram submetidas à mesma preparação para o ensaio de microdureza e
por fim, comparadas com as chapas que foram submetidas somente à soldagem.
Parte fresada da chapa
Figura 3.15 Chapa após o processo de fresamento
53
CAPÍTULO 4
ANÁLISE DE RESULTADOS
A seguir são apresentados os resultados e discussões dos experimentos e
ensaios realizados. Através de análises experimentais, estatísticas e conceituais,
serão discutidos os resultados.
4.1 Comparação dos corpos de prova soldados
Inicialmente foram analisados os valores da microdureza obtidas após o
processo da soldagem por arco elétrico com gás de proteção das chapas de aço
carbono 1045. Utilizando a análise de variância, cuja metodologia pode ser conferida
nos Anexos I e II, pode-se estabelecer comparações entre condições de soldagem,
um dos objetivos da pesquisa.
Todos os resultados obtidos estão com um nível de confiança de 95%.
Na Tabela 4.1 são mostrados os valores da microdureza Vickers (HV), onde
ressaltam o nível de corrente (140 A, 160 A e 176 A), as velocidades de soldagem
V1 = 4,5 mm/s; V2 = 5,4 mm/s; V3 = 6,4 mm/s e também as posições de medida (P1
a P6) de acordo especificações da Figura 3.13.
Tabela 4.1. Valores da microdureza Vickers (HV) das chapas soldadas
140 A
P1
245
V1
248
247
248
V2 251
248
250
V3 252
249
P2
250
253
253
251
253
254
252
253
250
P3
255
255
256
254
257
257
254
254
252
160 A
P4
256
255
256
252
255
251
253
255
253
P5
250
249
250
249
254
248
250
249
250
P6
P1 P2 P3 P4 P5 P6
P1
246
250 252 253 252 250 256
254
V1
V1
248
247 253 255 249 248 248
252
249
250 252 254 255 250 248
251
247
250 249 254 253 251 250
259
252 V2 249 249 252 254 254 253 V2 253
245
252 253 255 256 255 254
252
250
252 250 254 253 251 251
253
249 V3 249 249 252 255 255 255 V3 252
248
253 255 257 254 253 250
255
176 A
P2
254
253
253
261
260
255
252
255
258
P3
257
258
256
260
255
256
258
256
260
P4
255
260
258
257
254
254
259
257
259
P5
256
259
256
252
250
253
258
258
258
P6
254
258
253
250
252
251
251
252
255
54
Tabela 4.2. Análise entre as condições de soldagem
GL
SST
SSI
SSV
SSP
SSIV
SSIP
SSPV
SSIPV
SSERRO
Média
Fcalc
Ftab
1800,42 161
488,9753 2 244,48765 59,38081 3,080387 DIFERENTE
13,04938 2 6,5246914 1,584708 3,080387
IGUAL
501,679
5
100,3358 24,36942 2,298431 DIFERENTE
22,39506 4 5,5987654 1,35982 2,455767
IGUAL
87,54321 10 8,754321 2,126237 1,919467 DIFERENTE
55,24691 10 5,5246914 1,341829 1,919467
IGUAL
186,8642 20 9,3432099 2,269265 1,668538 DIFERENTE
444,6667 108 4,117284
Na Tabela 4.2 é mostrado a análise entre a soma quadrática entre todas as
medidas (SST), a soma quadrada das medidas envolvendo todas as correntes (SSI),
(SSV) é a soma quadrática entre todas as velocidades, SSP a soma quadrada entre
as posições de medidas ao longo da chapa. As outras representam as interações
das condições citadas. O SSERRO é o erro embutido em toda a soma, GL é o grau
de liberdade para cada variável e Ftab é dado na Tabela de Distribuição de Fisher,
de acordo com o nível de confiança e os graus de liberdade de cada variável e do
erro.
Através desta análise, foi possível distinguir valores das microdurezas quando
comparados com o nível de corrente devido a quantidade de calor introduzida no
material. Ao realizar o contraste entre as condições de corrente (Tabela 4.3)
constatou-se uma diferença entre a de 176 A com as outras com relação ao nível de
microdureza.
Tabela 4.3.
Análise do contraste entre as correntes de soldagem
MSSC
176 A / 160 A 280,3333
160 A / 140 A 9,481481
176 A / 140 A 436,0093
MSSERRO
Fcalc
Ftab
4,117284 68,086957 3,92
4,117284 2,3028486 3,92
4,117284 105,8973 3,92
DIFERENTE
IGUAL
DIFERENTE
Ao analisar os dados obtidos, notou-se que o valor da microdureza aumentou
à medida em que se aumentou a corrente (Figura 4,1). Em um estudo de Souza et
al. (2013) o mesmo comportamento em chapas soldadas ocorreu porém para um
aço carbono 1020.
55
255,4
252,1
251
140 A
160 A
176 A
Figura 4.1. Comparação entre as microdurezas em relação às correntes
Comparando as posições de medida através do contraste, também foi
apresentada diferença. Notou-se que para as posições simétricas 1 e 6, 2 e 5 assim
como as 3 e 4 não foi encontrada diferença em relação aos valores de
microdurezas. Contudo, houve o interesse em analisar estes valores nas posições
sequenciais mostrando onde existiu a diferença das microdurezas.
Nas Tabelas 4.4 e 4.5 é possível observar estas análises.
Tabela 4.4. Análise do contraste entre as posições simétricas
MSSC
Posição (1 - 6) 0,888889
Posição (2 - 5) 14,22222
Posição (3 - 4) 14,22222
MSSERRO
Fcalc
Ftab
4,117284 0,2158921 3,92
4,117284 3,4542729 3,92
4,117284 3,4542729 3,92
IGUAL
IGUAL
IGUAL
Tabela 4.5. Análise do contraste das posições sequenciais
MSSC
Posição (1 - 2) 206,7222
Posição (2 - 3) 227,5556
MSSERRO
Fcalc
4,117284 50,208396
4,117284 55,268366
Ftab
3,92
3,92
DIFERENTE
DIFERENTE
56
255,5
253,04
250,7
Posição 1
Posição 2
Posição 3
Figura 4.2. Comparação das microdurezas entre as posições sequenciais
De acordo com esta análise, nas regiões mais próximas ao cordão de solda
que sofreram mais influência do aporte térmico notou-se maiores valores de
microdureza. Em estudos de Souza et al. (2013) e Neto et al. (2011) também foram
encontrados resultados similares. A interação entre a corrente e a posição de
soldagem pode ser observada na Tabela 4.6.
Tabela 4.6. Análise do contraste da interação entre corrente e posição
Posição 1
MSSC
MSSERRO
Fcalc
Ftab
176 A - 160 A 46,72222 4,117284 11,34783 3,92 DIFERENTE
160 A - 140 A 10,88889 4,117284 2,644678 3,92
IGUAL
176 A - 140 A 102,7222 4,117284 24,94903 3,92 DIFERENTE
Posição 2
MSSC
MSSERRO
Fcalc
Ftab
176 A - 160 A 107,5556 4,117284 26,12294 3,92 DIFERENTE
160 A - 140 A
8
4,117284 1,943028 3,92
IGUAL
176 A - 140 A 56,88889 4,117284 13,81709 3,92 DIFERENTE
Posição 3
MSSC
MSSERRO
Fcalc
Ftab
176 A - 160 A
50
160 A - 140 A 3,555556
176 A - 140 A 26,88889
4,117284 12,14393
4,117284 0,863568
4,117284 6,530735
3,92
3,92
3,92
DIFERENTE
IGUAL
DIFERENTE
Constatou-se que é diferente em qualquer posição de medida, o nível de
microdureza quando relacionada a corrente de 176 A.
57
4.2 Comparação de cada parâmetro com o estado recebido
Para estabelecer um critério de comparação, foi necessário realizar ensaios
de microdureza no material em estado bruto de laminação e comparar com os das
chapas soldadas possibilitando determinar a influência do processo. Na Tabela 4.7 é
mostrado os valores de microdureza Vickers (HV) das posições de medidas da
chapa em estado recebido, as quais seguiram especificações da Figura 3.13.
Tabela 4.7. Medidas da microdureza em relação ao recebido
ESTADO RECEBIDO
238 242 240 240 242 238
239 243 240 240 243 239
240 242 241 241 242 240
Após as medições das chapas em estado bruto de laminação, comparou-se
com as chapas soldadas para determinar a influência dos parâmetros velocidade e
corrente de soldagem. Estas análises podem ser conferidas nas Tabelas 4.8 e 4.9.
Tabela 4.8. Análise das velocidades de soldagem com o estado recebido
4,5 mm/s
GL
Média
Fcalc
Ftab
SST
2683,5 71
SSA
2167,167
3
SSP
217,8333
5
SSAP
162,5 15
SSERRO
136 48
5,4 mm/s
GL
722,3889 254,9608 2,798061 DIFERENTE
43,56667 15,37647 2,408514 DIFERENTE
10,83333 3,823529 1,880175 DIFERENTE
2,833333
Média
Fcalc
Ftab
SST
SSA
SSP
SSAP
SSERRO
6,4 mm/s
2668,986
2133,819
159,7361
178,7639
196,6667
71
3
5
15
48
GL
711,2731 173,5989 2,798061 DIFERENTE
31,94722 7,797288 2,408514 DIFERENTE
11,91759 2,908701 1,880175 DIFERENTE
4,097222
Média
Fcalc
Ftab
SST
SSA
SSP
SSAP
SSERRO
2732,319
2386,486
130,5694
83,26389
132
71
3 795,49537 289,271 2,798061 DIFERENTE
5 26,113889 9,49596 2,408514 DIFERENTE
15 5,5509259 2,018519 1,880175 DIFERENTE
48
2,75
58
Tabela 4.9. Análise das correntes de soldagem em relação ao estado recebido
140 A
GL
Média
Fcalc
Ftab
SST
SSA
SSP
SSAP
SSERRO
160 A
2109,111
1558,111
302,1111
135,5556
113,3333
71
3
5
15
48
GL
519,3704 219,9686 2,798061 DIFERENTE
60,42222 25,59059 2,408514 DIFERENTE
9,037037 3,827451 1,880175 DIFERENTE
2,361111
Média
Fcalc
Ftab
SST
SSA
SSP
SSAP
SSERRO
176 A
2163,875
1818,042
79,45833
79,70833
186,6667
71
3
5
15
48
GL
606,0139 155,8321 2,798061 DIFERENTE
15,89167 4,086429 2,408514 DIFERENTE
5,313889 1,366429 1,880175 DIFERENTE
3,888889
Média
Fcalc
Ftab
SST
SSA
SSP
SSAP
SSERRO
3454,875
2954,375
150,7917
185,0417
164,6667
71
3
5
15
48
984,79167 287,0648 2,798061 DIFERENTE
30,158333 8,791093 2,408514 DIFERENTE
12,336111 3,595951 1,880175 DIFERENTE
3,4305556
Nota-se que, para qualquer velocidade de soldagem utilizada, as chapas
sofrem modificações em relação às que não foram soldadas. O mesmo ocorre
quando analisadas as correntes de soldagem. Segundo Cofino (2010), isto acontece
devido ao gradiente térmico que altera o estado das tensões residuais no material.
Por estes dados, nota-se também que ocorreu um aumento do valor da microdureza
das chapas soldadas em relação ao estado recebido. Na Figura 4.3 é possível
analisar esta diferença.
Comparação das durezas
médias
252,9
237,7
Estado Recebido
Soldadas
Figura 4.3. Comparação entre durezas médias de chapas em estado recebido
com as chapas soldadas
59
4.3 Comparação entre as chapas soldadas/fresadas com as soldadas
A realização do processo de fresamento é comum em diversas situações,
como em peças que foram submetidas à soldagem. Dependendo da aplicação, a
peça soldada necessita de uma superfície bem acabada.
Contudo, após realizar os ensaios de microdureza nos corpos de prova
soldados os mesmos foram submetidos ao processo de fresamento com o intuito de
determinar o nível de dureza e entender o comportamento das tensões residuais
após a usinagem.
Para obter estas informações, um novo ensaio de microdureza foi realizado
nos corpos de prova fresados. Estes foram preparados de forma análoga para o
ensaio onde depois de coletados os dados, foi possível estabelecer uma
comparação entre chapas soldadas com as soldadas/fresadas. Os valores da
Tabela 4.10 estão expressos em microdureza Vickers (HV).
Tabela 4.10.
Valores de microdureza Vickers (HV) após o processo de
fresamento
140 A
P1
V1 276
278
261
255
V2 254
279
270
V3 278
270
P2
280
272
269
264
257
271
274
270
271
P3
286
275
270
268
264
280
279
267
273
P4
286
276
280
271
270
263
280
275
275
160 A
P5
270
258
271
277
269
270
270
270
274
P6
P1 P2 P3 P4 P5 P6
P1 P2
270 V1 270 273 279 282 280 274 V1 268 290
268
269 270 270 279 270 274
260 269
276
262 270 275 277 269 263
267 271
280
275 276 280 282 281 276
273 279
V2
V2
269
272 272 275 280 278 275
276 280
277
275 276 280 280 278 276
291 282
276
266 286 283 269 265 252
290 290
V3
V3
269
256 249 268 271 252 268
298 295
270
246 270 278 265 260 265
290 284
Na Tabela 4.11 encontra-se a análise dos dados coletados.
176 A
P3
284
274
280
273
274
280
294
299
295
P4
270
290
274
275
285
290
300
295
299
P5
268
286
270
268
280
280
290
290
293
P6
280
289
263
280
290
276
300
285
290
60
Tabela 4.11. Análise das condições após o fresamento em relação ao soldado
GL
SST
SSA
SSP
SSI
SSV
SSAP
SSAI
SSAV
SSIV
SSIP
SSVP
SSAPI
SSAPV
SSAVI
SSIVP
SSAPVI
SSERRO
Média
Fcalc
Ftab
59168,4043 323
40557,4846 1 40557,48 1614,129 3,88487 DIFERENTE
1444,12654 5 288,8253 11,49483 2,255861 DIFERENTE
3867,58025 2
1933,79 76,96204 3,037667 DIFERENTE
211,932099 2
105,966 4,217295 3,037667 DIFERENTE
185,237654 5 37,04753 1,474438 2,255861
IGUAL
1000,17284 2 500,0864 19,90271 3,037667 DIFERENTE
89,7098765 2 44,85494 1,785162 3,037667
IGUAL
2249,64198 4 562,4105 22,38312 2,413444 DIFERENTE
66,4197531 10 6,641975 0,264341 1,874729
IGUAL
220,512346 10 22,05123 0,877607 1,874729
IGUAL
239,82716 10 23,98272 0,954477 1,874729
IGUAL
245,179012 10
24,5179 0,975777 1,874729
IGUAL
2236,04938 4 559,0123 22,24788 2,413444 DIFERENTE
670,358025 20
33,5179 1,333964 1,619386
IGUAL
456,839506 20 22,84198 0,909078 1,619386
IGUAL
5427,33333 216 25,12654
Para as condições de tratamento (soldado ou soldado/fresado) representado
na Tabela 4.22 foram encontradas diferenças significativas ao utilizar as chapas de
aço 1045. Estas diferenças encontradas podem ser observadas na Tabela 4.12,
onde é mostrada a análise do contraste entre as condições de fabricação.
Tabela 4.12. Análise do contraste entre tratamentos, correntes e velocidades
de soldagem
TRATAMENTOS
SOLDADO COM SOLDADO E
USINADO
CORRENTES
176 A - 160 A
160 A - 140 A
176 A - 140 A
VELOCIDADES
( 6,4 - 5,4 ) mm/s
( 5,4 - 4,5 ) mm/s
( 6,4 - 4,5 ) mm/s
MSSC
MSSERRO
39711,6327
25,12654
MSSC
MSSERRO
Fcalc
Ftab
1580,465 3,845755 DIFERENTE
Fcalc
Ftab
2773,5
25,12654 110,3813 3,88487 DIFERENTE
5,35185185 25,12654 0,212996 3,845755
IGUAL
3022,51852 25,12654 120,2919 3,88487 DIFERENTE
MSSC
MSSERRO
Fcalc
Ftab
36,6712963
71,1851852
210,041667
25,12654 1,459464 3,88487
IGUAL
25,12654 2,833067 3,88487
IGUAL
25,12654 8,359354 3,845755 DIFERENTE
61
Ao fazer um comparativo dos valores de microdurezas, nota-se uma diferença
entre os tratamentos utilizados. Na Figura 4.2 é possível observar que a operação
de fresamento das chapas soldadas aumentou a dureza quando comparada com a
das chapas soldadas. Isto ocorre segundo Norcino (2013), devido aos parâmetros
de usinagem utilizados que podem resultar em tensões de compressão.
Comparação entre os
procedimentos de fabricação
275,3
252,9
Soldados
Soldados e fresados
Figura 4.4. Análise das condições de fabricação
Para as chapas submetidas ao fresamento após a soldagem foi encontrado o
mesmo comportamento em nível de durezas quando comparadas às que foram
somente soldadas, onde a corrente de 176 A obteve-se maior dureza. Esta diferença
pode ser notada pelos valores da Tabela 4.14.
Tabela 4.13. Valores em HV das correntes utilizadas independente do
procedimento
140 A
160 A
176 A
261,4
261,8
269,0
Existe uma relação entre corrente e velocidade de soldagem, onde à medida
em que se aumenta a corrente deve-se aumentar a também a velocidade de
soldagem. De acordo com Cirino (2009) esta relação existe para que a quantidade
de material depositado no cordão de solda seja controlada.
62
Após determinar que o fresamento aumentou o nível de microdureza,
despertou-se o interesse em conhecer a condição com melhores resultados em
relação à microdureza. Na Tabela 4.14 é possível observar os valores desta
interação, onde maiores valores são encontrados quando utilizados corrente de 176
A juntamente com a velocidade de 6,4 mm/s.
Tabela 4.14. Valores em HV da interação entre corente e velocidade de
soldagem na condição soldada e fresada
Corrente x Velocidade
140 A
160 A
176 A
4,5 mm/s
273,4
272,5
275,2
5,4 mm/s
268,7
277,0
279,5
6,4 mm/s
272,8
264,9
293,2
63
CAPÍTULO 5
CONCLUSÕES
Esta pesquisa tem como objetivo determinar procedimentos adequados para
a soldagem, seguida de fresamento, de chapas de aço carbono 1045, através da
investigação das tensões residuais utilizando ensaios de microdureza. Além disso,
determinar dentre os parâmetros utilizados, os melhores valores de operação.
Pode-se então concluir que:
- A soldagem, dentro dos parâmetros utilizados, aumentou a dureza das chapas de
aço carbono comparada ao estado recebido.
Entre os parâmetros de soldagem utilizados:
- Todas as correntes introduziram tensões residuais compressivas, porém maiores
níveis destas tensões foram encontrados quando utilizado a corrente de 176 A;
- O aumento da intensidade da corrente aumentou também o nível de microdureza
nas regiões próximas ao cordão de solda;
- Além de resultar em maiores níveis de tensões compressivas, a corrente de 176 A
contribui para obter uma maior produtividade devido à taxa de deposição de
material;
- Ficou constatado que existe uma interação positiva entre
a velocidade de
soldagem e a corrente de soldagem. Pois, com a combinação da maior corrente
(176 A) com a maior velocidade (6,4 mm/s), mais tensões compressivas foram
introduzidas, contribuindo para a resistência à fadiga e à tração, como também para
a produtividade, além de reduzir a possibilidade de propagação de trincas.
64
Ao utilizar o procedimento de usinagem após a soldagem, encontrou-se ainda
maiores valores de microdureza, gerando tensões de compressão (benéficas).
Considerando a resistência à fadiga e a produtividade, esta pesquisa sugere
que dentro dos parâmetros avaliados, é recomendável fresar o produto soldado nas
condições em que foram estabelecidas neste trabalho, e utilizar a maior velocidade
juntamente com a maior corrente de soldagem.
65
CAPÍTULO 6
SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
Utilizar chapas com dimensões maiores (comprimento e espessura);
Utilizar mais posições de medida ao longo da chapa;
Estabelecer velocidades de soldagem maiores, afim de colaborar com a
produtividade.
Quantificar as tensões residuais através de diferentes técnicas como a
difração de raios x ou o método do furo cego.
Soldar fora dos parâmetros recomendados pelo fabricante para observar o
comportamento das tensões residuais verificando se a faixa recomendada é a faixa
de melhor desempenho.
Comparar as medidas de microdureza obtidas apenas no fresamento com as
chapas em estado bruto de laminação.
66
CAPÍTULO 7
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74
ANEXO I
PLANEJAMENTO FATORIAL
O modelo estatístico empregado considera:
75
O teste de hipóteses busca definir se as variáveis tem ou não influência e
também se sua interação afeta a variável de resposta.
O somatório dos quadrados das diferenças é representado pelas expressões
a seguir:
76
Para a análise estatística das hipóteses, tem-se que
é uma soma de
variáveis aleatórias normalmente distribuídas como chi-quadrado e respectivamente
com seus graus de liberdade.
Para facilitar a demonstração das equações define-se o grau de liberdade do erro
como:
Então temos:
Para que a hipótese nula
seja verdadeira, devemos ter a seguinte situação:
ou seja não existe influência da variável ou não
existe interação entre as variáveis de influência.
77
ANEXO II
PLANEJAMENTO ALEATORIZADO POR NÍVEIS
onde:
é a média geral
é o parâmetro que define cada tratamento
é um componente devido a erros aleatórios
ANÁLISE DE UM MODELO DE EFEITOS FIXOS
CONTRASTE
O contraste é uma combinação linear dos totais
que permite a comparação
das médias dos tratamentos. A soma dos quadrados para qualquer contraste é dada
por:
78
O teste de hipóteses busca definir se existe diferença entre as médias dos
tratamentos analisados.
O contraste é testado assim:
Para que a hipótese nula
seja verdadeira, devemos ter a seguinte situação:
, ou não existe diferença entre as médias
analisadas.