DOUGLAS CRIADO RUIZ
CONTRIBUIÇÃO AO DESENVOLVIMENTO DE PROCESSOS DE
MONTAGEM E SOLDAGEM DE CARROCERIAS AUTOMOTIVAS
Trabalho de Conclusão de Curso apresentado à
Escola Politécnica da Universidade de São
Paulo para obtenção do Título de Mestre em
Engenharia
São Paulo
2005
DOUGLAS CRIADO RUIZ
CONTRIBUIÇÃO AO DESENVOLVIMENTO DE PROCESSOS DE
MONTAGEM E SOLDAGEM DE CARROCERIAS AUTOMOTIVAS
Trabalho de Conclusão de Curso apresentado à
Escola Politécnica da Universidade de São
Paulo para obtenção do Título de Mestre em
Engenharia
Área de Concentração:
Engenharia Automotiva
Orientador:
Prof. Dr. Gilmar Ferreira Batalha
São Paulo
2005
Este exemplar foi revisado e alterado em relação à versão original, sob
responsabilidade única do autor e com a anuência do orientador.
São Paulo, 20 de Setembro de 2005.
Assinatura do autor.........................................................................................
Assinatura do orientador.................................................................................
Ruiz, Douglas Criado
Contribuição ao desenvolvimento de processos de montagem e soldagem de carrocerias automotivas/Douglas Criado
Ruiz . -- São Paulo, 2005.
p. 124
Trabalho de curso (Mestrado Profissionalizante em
Engenharia Automotiva). Escola Politécnica da Universidade de
São Paulo.
1. Carroçarias 2. Processos de montagem 3. Soldagem I.
Universidade de São Paulo. Escola Politécnica. II. t.
À minha família e a todos que se interessam pelos
fascinantes universos da Engenharia e do Automóvel.
AGRADECIMENTOS
Ao meu orientador Prof. Dr. Gilmar Ferreira Batalha pelo incentivo constante,
dedicação e pelas diretrizes dadas, sem as quais o presente trabalho não seria
possível.
À minha esposa Kátia e minha filha Isabela, pelo sacrifício, paciência, apoio dado e
compreensão da importância pessoal e profissional desse trabalho.
Aos meus pais Manuel e Laurinda e meu irmão Waster, sem os quais nada disso seria
possível.
À General Motors do Brasil Ltda, em especial a Luiz C. Peres, Fernando S. Santos e
Yezo Costa. Sinceros agradecimentos também a Delcio Martini, Mauro A. Vaz,
Cláudio Mizioka, José A. Castillo, João Carlos Rangel, Penélope Barboza, Ivam S.
Ferreira, Claudemir Polônio, Roberto Nardim e Marcelo Matos pela ajuda,
oportunidade e compreensão inestimáveis.
A Adinan Celso Brandão, Carlos Ney R. P. Mendes, Eduardo R. Martins, Mauricio
G. Rutkauskas e aos demais colegas de turma pelo companheirismo, compreensão e
incentivo.
A Daniel R. Barreto Silva pela inestimável ajuda e dedicação.
A todos que colaboraram no desenvolvimento e execução desse trabalho e que
involuntariamente foram omitidos.
RESUMO
Esse trabalho se baseia na aplicação de um critério do modo de falha para pontos de
solda por resistência que permita o cálculo do diâmetro mínimo do ponto de solda,
indicando de modo confiável a ocorrência da falha na área ao redor e próxima ao
ponto para o caso da aplicação de cargas de cisalhamento. A resistência e o modo de
falha de um ponto de solda são caracterizados em geral como funções da espessura
das chapas utilizadas, resistência mecânica dos materiais, diâmetro do ponto e do
modo de aplicação da carga sobre o ponto. Foi tomado como base o modelo de
Vandenbossche (1977) desenvolvido visando sua utilização em aços de baixo
carbono e aços de alta resistência, além da validação de alguns parâmetros de solda
utilizados como referência pela General Motors do Brasil, segundo norma WS-1
(2003). No desenvolvimento do presente trabalho foram estudados diversos modelos
que relacionam a espessura da chapa e o diâmetro mínimo do botão de solda, como
da AWS (1995) e (ISO 2004). Baseando-se na solda feita em chapas de aço com
revestimento galvanneal, variou-se a espessura governante de 0,80 mm a 1,60 mm
com os respectivos parâmetros indicados para cada situação. Após a realização dos
corpos de prova padronizados conforme literatura foram feitos testes de tração, e
então os resultados foram compilados para análise e comparação aos resultados
obtidos pelo modelo utilizado como referência. Os modelos estudados têm
comportamentos diferentes em relação ao modelo de Vandenbossche, para aços BH
revestidos com galvanneal. O modelo determinado pela AWS resultou em diâmetros
de pontos de solda menores que os valores mínimos considerados, indicando que sua
utilização na indústria automotiva não é recomendada. O modelo da ISO, que
engloba diversas faixas de diâmetros, atende os requisitos para a falha na ZTA para
algumas espessuras na condição d = 6.√t. Foi verificada a aplicabilidade dos
parâmetros de solda da tabela de referência, assim como verificado o atendimento ao
diâmetro mínimo determinado por Vandenbossche. Os diâmetros reais dos pontos de
solda atendem todos os valores mínimos estipulados pelos modelos estudados.
Palavras chaves: soldagem, carroceria, montagem, parâmetros de solda e botão
(nugget) de solda.
ABSTRACT
This work is based on a spot weld failure mode criteria application that allows the
critical spot weld diameter determination, indicating in a faithful way the failure
occurrence in the area close to the nugget, in the case of shear load. The failure mode
and spot weld strength are in general characterized as a function of the sheet metal
thickness, material mechanical properties, nugget diameter and load application
characteristic. The base model used was developed by Vandenbossche (1977),
directed for low carbon steel and high strength steel application. This work verified
and validate, besides Vandenbossche’s failure mode criteria application in currently
materials used nowadays in automotive industries, the initial parameters of one of the
welding parameter table used as a reference by General Motors do Brasil. During the
work development industrial and standard testing procedures were applied based on a
steel sheet welding specimen – galvannealing coated – with governing metal
thickness in the range of 0,80 mm and 1,60 mm, with an adjustment of the welding
parameters according to each situation. After welding the coupons, a shear tensile
test was made in an universal machine and the results were then compared to the
original ones reached by the reference model. The models studied in this work have
different behavior when compared to Vandenbossche’s model, when used with
galvanneal coated BH steel sheets. The use of the AWS model resulted em weld
nugget diameters smaller than the minimum values considered, indicating that in
automotive industries application it is not recommended. ISO’s model, which refers
to a wide range of nugget diameters, reached the required values for HAZ failure
mode in several thicknesses in the condition d = 6.√t. It was verified the reliable
usage of the initial reference parameters with the materials used in this work, as the
weld nuggets have reached Vandenbossche’s minimum diameters. The measured
weld nugget complies with the minimum values determined by the studied models.
Key words: welding, body, assembling, welding parameters and welding nugget.
SUMÁRIO
LISTA DE TABELAS
LISTA DE FIGURAS
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
LISTA DE SÍMBOLOS
1. INTRODUÇÃO.......................................................................................................1
1.1 Colocação do problema.........................................................................................1
1.2 Objetivos.................................................................................................................6
1.2.1 Objetivo geral......................................................................................................6
1.2.2 Objetivos específicos..........................................................................................6
1.3 Escopo do trabalho................................................................................................6
2. SOLDA A PONTO POR RESISTÊNCIA............................................................7
2.1 Descrição do processo..........................................................................................7
2.2 Parâmetros de referência – General Motors....................................................11
2.3 Formação do ponto de solda por resistência elétrica.......................................17
2.4 Estação de solda a ponto manual.......................................................................20
2.4.1 Máquinas de solda a ponto..............................................................................21
2.4.1.1 Efeitos das características elétricas.............................................................22
2.4.1.2 Efeitos das características mecânicas..........................................................24
2.5 Estação de solda a ponto automática................................................................25
2.6 Descontinuidades na solda por resistência.......................................................26
2.7 Qualidade da solda a ponto................................................................................32
2.7.1 Influência da pressão e sistema de força........................................................35
2.7.2 Influência das condições e geometria do eletrodo.........................................36
2.7.3 Influência da distribuição da corrente na área de solda..............................37
2.7.4 Influência da espessura das chapas a serem soldadas e da espessura
governante.......................................................................................................35
2.8. Solda a ponto em aço baixo carbono................................................................39
2.8.1 Influência da temperatura da solda...............................................................39
3. COMPORTAMENTO MECÂNICO E CARACTERIZAÇÃO – CHAPAS DE
AÇO REVESTIDAS.................................................................................................42
3.1. Propriedades mecânicas....................................................................................42
3.1.1 Módulo de elasticidade....................................................................................42
3.1.2 Limite elástico..................................................................................................42
3.1.3 Limite de escoamento......................................................................................44
3.1.4 Resistência à tração.........................................................................................44
3.1.5 Resistência à fadiga..........................................................................................45
3.1.6 Ductilidade........................................................................................................46
3.1.7 Propriedades em temperaturas baixas...........................................................46
3.1.8 Propriedades em temperaturas elevadas.......................................................47
3.1.9 Condutividade térmica....................................................................................47
3.1.10 Temperatura de fusão....................................................................................48
3.1.11 Condutividade elétrica...................................................................................48
3.1.12 Propriedades de corrosão..............................................................................48
3.2 Aço baixo carbono – sem revestimento.............................................................49
3.2.1 Efeito dos elementos de liga............................................................................49
3.3 Aço baixo carbono – com revestimento............................................................51
3.3.1 Aços BH (bake hardening)..............................................................................52
3.3.2 Aços galvanizados e galvanneal......................................................................53
3.3.3 Métodos de aplicação de revestimento de zinco por imersão......................54
3.3.3.1 Processo de galvanização por lote...............................................................54
3.3.3.2 Processo de galvanização contínuo..............................................................55
3.3.3.3 Tratamento térmico galvannealing.............................................................56
3.3.3.4 Efeitos do material dos eletrodos.................................................................59
4. PROJETO DA JUNTA SOLDADA....................................................................63
4.1 Engenharia simultânea na soldagem.................................................................63
4.2 Análise dos projetos existentes...........................................................................65
4.3 Determinação das condições de carregamento.................................................65
4.4 Principais fatores de projeto..............................................................................65
4.5 Projetando a junta soldada................................................................................66
4.6 Simbologia de solda............................................................................................67
4.7 Símbolos básicos de solda..................................................................................67
5. MODELAGEM DA FALHA DAS JUNTAS DE SOLDA A PONTO.............70
5.1 Modos de falhas das juntas soldadas.................................................................70
5.2 Modelagem da resistência mecânica do ponto de solda..................................73
6. MATERIAIS E METODOLOGIA EXPERIMENTAL....................................82
6.1 Representação gráfica do critério de Vandenbossche.....................................92
7. DISCUSSÃO DOS RESULTADOS....................................................................97
8. CONCLUSÕES.....................................................................................................99
9. PERSPECTIVAS E TRABALHOS FUTUROS..............................................100
10. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS............................................................101
LISTA DE TABELAS
Tabela 1 – Parâmetros de solda de referência.............................................................12
Tabela 2 – Causas e efeitos de descontinuidades na solda.........................................27
Tabela 3 – Tipos de erros na solda a ponto resistiva..................................................28
Tabela 4 – Atribuições das classes de segurança e dos critérios de qualidade
incluindo definições complementares......................................................33
Tabela 5 – Dispositivos de controle de qualidade de solda a ponto incluindo sensores
e transdutores...........................................................................................34
Tabela 6 – Tendências dos parâmetros de controle de qualidade na soldagem a
ponto.........................................................................................................35
Tabela 7 – Composição média dos aços baixo carbono.............................................49
Tabela 8 – Grau de severidade para solda de chapas metálicas..................................51
Tabela 9 – Tipos de capas de eletrodos utilizadas no ensaio......................................61
Tabela 10 – Parâmetros de solda de referência – divisão dos grupos........................83
Tabela 11 – Materiais utilizados nos testes de solda..................................................83
Tabela 12 – Grupo de testes 1 – diâmetros reais dos pontos de solda........................85
Tabela 13 – Grupo de testes 2 – diâmetros reais dos pontos de solda........................85
Tabela 14 – Grupo de testes 3 – diâmetros reais dos pontos de solda........................86
Tabela 15 – Valores de Vandenbossche – grupo 1.....................................................90
Tabela 16 – Valores de Vandenbossche – grupo 2.....................................................91
Tabela 17 – Valores de Vandenbossche – grupo 3.....................................................91
Tabela 18 – Comparação dos modelos estudados com a tabela 1..............................92
LISTA DE FIGURAS
Figura 1 – Curva de custos para novas tecnologias de junção de carrocerias
automotivas..............................................................................................2
Figura 2 – Tipos de processos de solda em uma carroceria automotiva.......................2
Figura 3 – Tendências nos processos de junção em carrocerias automotivas
produzidas em série, sem considerar peculiaridades especiais tais como
estrutura monobloco em aço, space-frame em liga de alumínio ou peças
com concepção multi- material................................................................3
Figura 4 – Técnicas de junção de carrocerias automotivas a)solda por conformação,
b) solda sob pressão resistiva - acesso pelos dois lados, c) solda a
laser..........................................................................................................4
Figura 5 – Diagrama simplificado dos processos básicos de solda por resistência......7
Figura 6 – Resistências existentes no circuito percorrido pela corrente elétrica..........9
Figura 7 – Causas da diminuição da área de contato dos eletrodos............................11
Figura 8 – Ciclo simples de solda...............................................................................13
Figura 9 – Ciclo completo da solda............................................................................13
Figura 10 – Aplicação da corrente de solda em um ciclo de solda completo.............14
Figura 11 – Gráfico de variação da resistência elétrica com o tempo de soldagem em
função da força de soldagem.................................................................14
Figura 12a – Representação esquemática das curvas da resistência dinâmica durante
o processo de solda a ponto por resistência para chapas sem
revestimento..........................................................................................16
Figura 12b – Representação esquemática das curvas da resistência dinâmica durante
o processo de solda a ponto por resistência para chapas revestidas com
zinco.......................................................................................................16
Figura 13 – Esquematização de botão e ponto de solda.............................................17
Figura 14 – Curva de crescimento da solda típica para um tempo fixo de solda.......18
Figura 15 – Lóbulo de soldabilidade a uma força de eletrodo constante....................19
Figura 16 – Tempo de soldagem em função da corrente no secundário; espessura 0,8
mm; força de 1,8 kN; diâmetro do eletrodo 5,0 mm.............................20
Figura 17 – Estação de solda a ponto manual típica...................................................21
Figura 18 – Tipos de MSPP’s.....................................................................................21
Figura 19 – Características de força-tempo durante a solda de aços baixo carbono
sem revestimento...................................................................................24
Figura 20 – Estação de solda a ponto automática típica.............................................25
Figura 21 – Atributos geométricos da solda a ponto..................................................29
Figura 22 – Cavidades Internas – chapa de espessura ≥ que 1,0 mm.........................31
Figura 23 – Separação excessiva entre as chapas.......................................................32
Figura 24 – Comparação entre as temperaturas preditas e medidas durante a
formação da solda..................................................................................40
Figura 25 – Temperaturas no circuito da solda...........................................................41
Figura 26 – Diagrama típico de tensão-deformação no regime elástico.....................43
Figura 27 – Característica do aço BH.........................................................................53
Figura 28 – Camada de revestimento galvanizado, composição e dureza..................54
Figura 29 – Esquema de uma linha de galvanização contínua hot-dip.......................56
Figura 30 – Crescimento do eletrodo durante teste de vida........................................58
Figura 31 – Formação de liga no eletrodo na soldagem de chapa revestida por zinco
por imersão (hot-dip).............................................................................60
Figura 32 – Pontos soldados com capa de eletrodo tipo A.........................................62
Figura 33 – Cenário dos pilares-base para o projeto da junta soldada........................63
Figura 34 – Determinação do lóbulo de solda no projeto da junta soldada................66
Figura 35 – Símbolos básicos de solda.......................................................................68
Figura 36 – Localização padrão dos elementos em um símbolo de soldagem...........69
Figura 37 – Curva força em função do deslocamento – modos de falha A e B..........70
Figura 38 – Curva força em função do deslocamento – modos de falha C, D e E.....71
Figura 39 – Comparação das dimensões existentes de referência – corpos de prova
para ensaio de tração..............................................................................72
Figura 40 – Corpos de prova de tração axial..............................................................74
Figura 41 – Botão de solda, carga resultante P e tensões médias...............................75
Figura 42 – Corpo de prova por sobreposição para ensaio de tração por
cisalhamento.............................................................................................76
Figura 43 – Formação da rótula plástica.....................................................................77
Figura 44 – Diagrama das forças existentes nos corpos.............................................78
Figura 45 – Distribuição de tensões no botão de solda a ponto..................................78
Figura 46 – MSPP 360008-02.....................................................................................82
Figura 47 – Corpos de prova após ensaio de tração....................................................84
Figura 48 – Micrografia dos pontos de solda nº2, 17, 27 e 39....................................87
Figura 49 – Estrutura granular dos pontos de solda analisados..................................88
Figura 50 – representação gráfica do Modelo AWS (1995) para as espessuras
utilizadas nesse trabalho.............................................................................92
Figura 51 – representação gráfica dos Modelos de Vandenbossche (1977), ISO
(2004) e dos pontos medidos nesse trabalho..............................................93
Figura 52 – Comparação entre dados dos testes e desempenho predito.....................94
Figura 53 – Razão diâmetro-espessura predita x real.................................................95
Figura 54 – Carga de falha dos pontos de solda predita x real...................................96
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
ANSI
American National Standards Institute
ASME
American Standard of Mechanical Engineering
AWS
American Welding Society
BGA
Bobina zincada a quente ferro - zinco
BH
Bake Hardening
BZ
Bobina zincada
EPMC
Engenharia de Processos de Montagem de Carrocerias
GMB
General Motors do Brasil
IACS
International Annealed Cooper Standard
ISO
International Organization for Standardization
LASER
Light Amplificated by Stimulated Emission of Radiation
MAG
Metal Active Gas
MIG
Metal Inert Gas
MSPP
Máquina de Solda a Ponto Portátil
RWMA
Resistance Welding Manufacturers Association
TSP
Transformador de Solda a Ponto
ZTA
Zona Termicamente Afetada
LISTA DE SÍMBOLOS
SÍMBOLO
DESCRIÇÃO
UNIDADE
a
coeficiente de det. diâm. crítico botão
d
diâmetro do ponto de solda
[mm]
dc
diâmetro crítico do botão
[mm]
E
módulo de elasticidade
[MPa]
I
Corrente de Solda
[A]
L
carga limite de falha para a solda
[MPa]
L
comprimento do corpo de prova
[mm]
N
Componente arrancamento - carga máx. normalizada
[N]
P
Carga Máxima de Cisalhamento Normalizada
[N]
Q
calor gerado na solda
.[J]
r
raio do botão de solda
[mm]
R
Resistência elétrica
[Ω]
S
Componente cisalhamento da carga máx. normalizada
[N]
SyMB
limite de escoamento metal base
[MPa]
SyMS
limite de escoamento meta soldado
[MPa]
SyZTA limite de escoamento ZTA
[MPa]
t
espessura da chapa
[mm]
t
fator “t” de Student
t
tempo de aplicação da corrente
[ciclos]
ta
tempo de aplicação da força
[ciclos
tad
tempo de ocorrência de oscilações
[ciclos]
U
limite de resistência à tração
[MPa]
w
largura do corpo de prova
[mm]
Α
angula de rotação da rótula plástica
[º]
Ø
ângulo de aplicação da força
[°]
ε
deformação após aplicada a tensão
[mm]
σ
tensão aplicada
[MPa]
σeI
tensão equivalente na interface
[MPa]
σeZTA
tensão equivalente na ZTA
[MPa]
1
1. INTRODUÇÃO
1.1 Colocação do problema
Nesse princípio de século uma das principais diretrizes é a redução de custos,
qualquer que seja o ramo de atividade, dimensão da empresa ou complexidade do
produto fabricado. Em grandes empresas e grandes volumes de produção, encontramse os maiores impactos dessa redução.
Considera-se a fabricação de um veículo algo bastante complexo e oneroso, não
apenas pela estrutura necessária, mas também pela tecnologia envolvida, onde a
redução de custos possui um papel de vital importância e a sua busca deve ser
constante. O processo de funcionamento de uma indústria automobilística pode ser
dividido de maneira simplificada em: Design, Engenharia de Produtos, Engenharia
de Manufatura, Compras, Finanças, Marketing, Qualidade, Produção e Serviços. A
Engenharia de Produtos define as características a serem atendidas pelo produto (vêm
dos requisitos de segurança, legislação, Design e Marketing) e a Engenharia de
Manufatura planeja, projeta e executa os processos para que tais características sejam
atendidas com a melhor relação entre custo e qualidade. A Engenharia de Manufatura
pode ser subdividida em Estamparia (Press Shop), Funilaria (Body Shop), Pintura
(Paint Shop) e Montagem Final (Final Assembly).
O desenvolvimento deste trabalho foi concentrado na área de Funilaria, onde as peças
metálicas são posicionadas em dispositivos e soldadas entre si formando
subconjuntos (ex.: longarinas, reforços das laterais, painel interno das portas, cofre).
Os subconjuntos são soldados formando conjuntos (ex.: assoalho, laterais, portas) e
esses por sua vez formam a carroceria. Conforme já citado, pela complexidade do
processo de produção o investimento necessário é grande, e a redução de custos
assume extrema importância. Na realização da solda podem ser utilizados diversos
processos, como solda por resistência, solda a Laser e solda a arco (MIG/MAG).
2
Dentre esses processos a solda a ponto por resistência é o mais utilizado em virtude
da maior simplicidade (Ruiz & Batalha, 2004), facilidade de controle e menor
investimento necessário, resultando em um produto com qualidade, conforme
mostrado na Figura 1.
Figura 1 – Curva de custos para as novas tecnologias de junção de carrocerias
automotivas. (Standring 2004)
Para exemplificação, um automóvel possui cerca de 4.800 pontos de solda, diversos
cordões de solda MIG/MAG e em casos específicos cordões ou pontos de solda a
LASER (Figura 2).
Solda a ponto
Solda MIG/MAG
Solda a LASER
Figura 2 – Tipos de processos de solda em uma carroceria automotiva
(General Motors, 2004)
3
A Figura 3 mostra as tendências no uso das diversas técnicas de junção de carrocerias
no decorrer das últimas décadas. Pode ser visto um aumento no uso da junção por
conformação (clinch), em parte pelo crescente uso do alumínio. Não obstante, um
decréscimo da importância da solda a ponto resistiva, em virtude de suas
Importância Relativa, [%]
características e qualidade, ela ainda é dominante na indústria automotiva.
Figura 3 – Tendências nos processos de junção em carrocerias automotivas
produzidas em série, sem considerações especiais de construção tais como estrutura
monobloco em aço, “space-frame” em liga de alumínio ou peças com concepção
multi-material (IWU – Fraunhofer Institute, 2003)
Entretanto, o uso da solda a laser tem aumentado consideravelmente nos últimos anos
e algumas montadoras visualizam a possibilidade de produção de um veículo 100%
soldado a laser em curto prazo (apesar do custo ainda alto desse tipo de solda).
Diversas empresas consideram o processo de solda a laser uma evolução do processo
de solda a ponto, portanto difícil de ser evitada. Uma das vantagens do processo da
solda a LASER é o fato dele não necessitar acesso pelos dois lados da peça, o que
implica na diminuição do número de reforços da carroceria para uma mesma
resistência. Como as peças não possuem aberturas ou furos para o acesso da máquina
de solda, diminui-se o número de peças e, assim, tem-se a diminuição do peso da
carroceria.
4
A resistência e o modo de falhas de um ponto de solda são caracterizados como
funções da espessura das chapas, resistência mecânica do material, diâmetro do ponto
aplicado e do modo de aplicação das cargas sobre esse ponto segundo Chao, (2003)
apud Ruiz & Batalha (2004). A Figura 4 mostra as técnicas de junção utilizadas na
indústria automobilística.
(a)
(b)
(c)
Figura 4 – Técnicas de junção de carrocerias automotivas (a) solda por conformação
(b) solda sob pressão resistiva, acesso pelos dois lados; (c) solda a laser.
(Batalha, G., notas de aula)
Conforme já relatado, a carroceria de um veículo necessita atender diversos
requisitos, e os testes físicos para essa aprovação são dispendiosos, complexos e
demorados, características não desejadas e determinantes na direção do sucesso ou
não de um produto na condição atual de competição de mercado. Uma das
ferramentas utilizadas para amenizar a quantidade destes testes é a análise estrutural
virtual (ou Simulação Virtual), onde as forças que atuam em um veículo em situação
real são aplicadas via software, e uma simulação do comportamento do veículo é
feita. Durante a simulação é também avaliado o número de pontos de solda, cordões
ou pontos de laser e cordões de MIG/MAG a serem requeridos pela Engenharia de
Produtos. A partir da aplicação dos esforços os pontos de solda são distribuídos nos
diversos conjuntos que compõem a carroceria para que sejam evitadas torções,
trincas e quebras. A partir dos resultados é possível a visualização das áreas com
potenciais problemas e revisar a especificação das peças envolvidas antes de sua
montagem nos veículos de testes ou liberação dos desenhos. Isso permite minimizar
os custos e diminuir o tempo necessário ao desenvolvimento de um veículo.
5
Entretanto, os valores envolvidos ainda são elevados já que os equipamentos e o
próprio software são bastante sofisticados ao mesmo tempo em que a simulação
completa, englobando todas as variáveis atuantes no processo real é praticamente
impossível. Em virtude disso vários trabalhos foram publicados, sempre buscando o
desenvolvimento de um critério de falhas que permitisse a obtenção teórica do
comportamento do ponto de solda sob a ação de cargas. Segundo Chao (2003) apud
Ruiz & Batalha (2004) – de maneira análoga ao comentado sobre a simulação virtual
– a grande dificuldade em se determinar um critério com essa finalidade (e que atinja
o nível de confiabilidade exigido) para a solda a ponto se deve ao grande número de
variáveis envolvidas no processo, como os parâmetros da solda, a espessura e o
material das chapas envolvidas, o tamanho do botão (nugget) ou cordão de LASER.
Além disso, a necessidade da construção de um complexo banco de dados
englobando os resultados colhidos dessas variações o tornaria igualmente oneroso.
Em geral o modo de falhas de um ponto de solda, conforme estudado por Heuschkel
(1952), Sawhill et al (1981) e Lin et al (2001), sob carga deveria ser indicado
baseado nas condições do carregamento, propriedades do material, diâmetro do botão
de solda, espessura de chapa e parâmetros do processo de solda.
Esse trabalho foi desenvolvido tendo como base o modelo de critério de falhas de
Vandenbossche (1977), criado visando sua utilização em aços de baixo carbono e
aços de alta resistência. Nesse caso, porém, de acordo com os motivos já
mencionados, foram utilizados materiais atualmente em uso pela indústria
automobilística. Foram seguidos procedimentos já consagrados da prática industrial,
com a validação de algumas linhas da tabela de referência, baseando-se na solda feita
em chapas de aço com revestimento galvanneal, variando-se a espessura governante
de 0,80 mm a 1,60 mm, com os respectivos parâmetros indicados para cada situação.
6
1.2 Objetivos
1.2.1 Objetivo geral
Proceder a revisão do processo de solda a ponto resistiva e da influência do
revestimento em chapas de aço na solda a ponto.
1.2.2 Objetivos específicos
1. Estudar modelos que permitam predizer o diâmetro mínimo de um ponto de solda
para que este seja considerado bom e para que a falha ocorra na ZTA, conforme
exemplos da ISO (2004) e AWS (1995). Compará-los então ao modelo de
Vandenbossche, numérica e graficamente. Tais modelos serão aplicados em aços
BH (endurecimento na estufa de pintura) revestidos com galvanneal, utilizado
atualmente na indústria automotiva brasileira.
2. Verificar a aplicabilidade dos parâmetros de solda iniciais de uma das tabelas de
referência utilizadas pela General Motors nos materiais citados, através dos
modelos estudados.
1.3 Escopo do trabalho
O capítulo 2 mostra a Solda a ponto por resistência, o capítulo 3 se refere ao
Comportamento mecânico e caracterização – chapas de aço revestidas, e o capítulo 4
o Projeto da junta soldada. O capítulo o 5 mostra a Modelagem da falha das juntas
de solda a ponto e o capítulo 6 os Materiais e metodologia experimentais. O capítulo
7 mostra a Discussão dos resultados, o capítulo 8 as Conclusões, o capítulo 9 As
Perspectivas e trabalhos futuros e o capítulo 10 as Referências bibliográficas.
7
2. SOLDA A PONTO POR RESISTÊNCIA
Solda, segundo a RWMA (1989), consiste na junção de duas ou mais peças de metal
através da aplicação de calor e às vezes de pressão, e solda por resistência indica o
campo da solda onde o calor de solda nas peças a serem soldadas é gerado pela
resistência oferecida por essas peças à passagem de uma corrente elétrica. A solda
por resistência difere dos processos de solda por fusão pela aplicação de força
mecânica para garantir a união das peças aquecidas. O efeito dessa força é o refino
dos grãos da estrutura, e uma solda com propriedades físicas iguais ou superiores aos
metais que a deram origem.
2.1 Descrição do processo
Segundo a AWS (1995), a força de soldagem deve ser sempre aplicada antes, durante
e após a passagem da corrente elétrica para garantir boa área de contato entre as
superfícies e o contato entre as chapas durante o resfriamento. Dentre os processos de
solda por resistência, pode-se citar a solda a ponto, por costura e por projeção. A
figura 5 exemplifica tais processos.
Figura 5 – Diagrama simplificado dos processos básicos de solda por resistência
(AWS, 1995)
A solda por resistência envolve uma complexa interação entre as propriedades físicas
e metalúrgicas do material a ser soldado e dos fenômenos elétricos e mecânicos do
processo ou da máquina de solda.
8
Na solda a ponto, o botão (ou nugget) do metal soldado é produzido na área de
contato dos eletrodos e dois ou mais botões podem ser produzidos simultaneamente
usando-se conjuntos múltiplos de eletrodos.
A solda a ponto (assim como por costura e projeção) envolve a aplicação coordenada
de corrente elétrica e pressão mecânica de magnitudes e durações apropriadas. A
corrente de solda deve passar dos eletrodos para as peças e sua continuidade deve ser
assegurada pelas forças aplicadas aos eletrodos, ou por projeções feitas nas peças,
com formas que forneçam a densidade de corrente e pressão necessárias. A ordem
das operações deve ser: produzir calor suficiente para permitir a fusão do material a
ser soldado. Do mesmo modo, a densidade da corrente e a pressão devem ser
suficientes para que seja formado o botão de solda, tomando-se o cuidado para que
não haja excesso, pois isso pode causar a expulsão do metal fundido. A duração da
corrente de solda deve ser suficientemente curta para prevenir excesso de calor nos
eletrodos, pois isso reduz drasticamente sua vida útil. Em virtude do curto caminho
que a corrente percorre e pelo tempo de solda limitado, altas correntes são
necessárias para o desenvolvimento do calor requerido.
Um fator importante durante a solda a ponto é que um par de eletrodos pode realizar
menor quantidade de pontos em chapas revestidas em comparação às chapas nuas.
Conforme o número de pontos de solda dados com o mesmo par de eletrodos
aumenta, ocorrem deformações nos eletrodos em conseqüência das altas pressões e
densidades de corrente agindo na face do eletrodo, fazendo com que a área de contato
dos eletrodos aumente. Além disso, na solda de chapas revestidas pode ocorrer a
formação de ligas na face dos eletrodos, aumentando a taxa de crescimento desses
eletrodos. A combinação desses fatores causa uma redução na vida dos eletrodos,
além de outros fatores que podem também interferir, como a configuração dos
eletrodos, os parâmetros de solda e as características da máquina de solda. A corrente
de solda é gerada pelo TSP, que trabalha com corrente de entrada de alta voltagem
(440 V) e baixa amperagem (100 A – 2000 A) e a transforma em uma corrente de
baixa voltagem (3 – 30 V) e alta amperagem (6 kA – 100 kA).
9
A corrente elétrica parte de um eletrodo atravessa as chapas a serem soldadas e chega
ao outro eletrodo, e em virtude das resistências existentes nesse caminho (eletrodo,
material das chapas, face de contato entre as chapas – mostradas na Figura 6)
ocorrerá a geração do calor da solda.
Figura 6 – Resistências existentes no caminho percorrido pela corrente
elétrica, General Motors (1996)
São quatro diferentes formas de fornecimento de energia para a solda a ponto,
segundo a AWS (1995):
•
Fontes de corrente alternada (60 Hz) modificada através do TSP;
•
Fontes por descarga de capacitores, que fornecem um curto pico de energia,
tipicamente na faixa de 100 W/s a 850 W/s, onde a energia de solda pode ser
ajustada, mas o tempo do pulso é alterado apenas em faixas pré-definidas,
usualmente divididas em pulso curto (6 ms), médio e longo (15 ms);
•
Fontes inversoras que fornecem um pulso controlado de média freqüência,
tipicamente 1000 Hz (embora já existam pulsos com mais de 26 kHz) para o
TSP.
A corrente é então retificada para uma corrente de solda direta que pode ser utilizada
em forma de pulso ou rampa para suavizar sua aplicação.
10
A seleção do tipo de fonte de potência é baseada nos materiais (condutividade
elétrica, térmica, dimensão, etc) a serem unidos, velocidade de produção e custos.
Uma boa revisão sobre o assunto fontes para a solda a ponto resistiva pode ser
encontrada em Furlanetto (2005).
A solda a ponto é um processo bem estabelecido que tem sido usado em altos
volumes de produção por muitos anos. Os principais tipos de fontes de potência têm
permanecido basicamente iguais, com modificações para melhorar a consistência da
corrente de saída. Muitos utilizam malhas de controle do tipo looping (malha
fechada) que monitoram a corrente e a voltagem fornecidas durante a solda e
fornecem correções em tempo real. Outros desenvolvimentos têm aparecido na
forma de projetos do cabeçote de solda (ou máquina de solda) e operação.
Controles eletromagnéticos da força e posição dos eletrodos estão disponíveis,
oferecendo maior precisão do processo em relação aos sistemas com molas
convencionais ou acionamento pneumático, e a maior vantagem desse sistema é que
o controle (tipo looping) das funções do cabeçote de solda pode ser incorporado aos
parâmetros de solda. Isso possibilita a inclusão de fatores como o escalonamento da
força, que pode ser programado para diferentes valores em pontos diferentes, como
aperto pré-solda, força de solda e aperto pós-solda para controlar e garantir o
resfriamento do botão. O sistema de controle fechado pode ser utilizado em conjunto
com softwares de controle estatístico do processo, permitindo um controle de
qualidade do processo também em tempo real.
A pressão é fornecida normalmente por um cilindro pneumático, e está estritamente
relacionada à força aplicada e a área de contado dos eletrodos. A ocorrência da
diminuição da área de contato dos eletrodos por desalinhamento, apontamento
incorreto e deformações na face de contato, conforme mostrado na Figura 7, resultará
na diminuição da resistência à passagem da corrente elétrica, e conseqüentemente um
aumento da pressão de solda (considerando-se a força constante).
11
Figura 7 – Causas da diminuição da área de contato dos eletrodos
(General Motors, 1996)
2.2 Parâmetros de referência - General Motors
Os parâmetros iniciais da solda (corrente, tempo de solda, força aplicada, etc) são
definidos em função da espessura e revestimento das chapas a serem soldadas. Por
exemplo, cita-se a norma General Motors (WS-1, 2003) com os parâmetros de
referência mostrados na Tabela 1. Essa tabela será utilizada para a verificação de
aplicabilidade do modelo de Vandenbossche (1977) para chapas com revestimento
galvanneal, e as condições destes ensaios serão descritas em capítulo específico.
12
Tabela 1 – Parâmetros de Solda de Referência (Fisher Body Division, 1967)
Dist. min
entre
pontos
Condição da Superfície de
Colaspo
Nual com Nua
SC = N x N
Condição da Superfície de
Colaspo
Galvanizada com Nua
SC = G x N
Condição da Superfície de
Colaspo
Galvanneal com Galvanneal
SC = Gn x Gn
Condição da Superfície de Colaspo
Galvanizada com Galvanizada
SC = G x G
Diâmetro
mínimo do
botão
Flange mínima
Eletrodo
Pausa
Corrente
de Solda
I
Solda
Força
Requerida F
Retenção
Espessura
Governante
EG
Compressão
Tempo Total
d
d1m
Dmi
Ciclo = 1/60 seg
mm
mm
mm
mm
mm
mm
mm
13,5
16 14
2
14
19,0
6,4
16,0
6,5
18,0
8,0
16,0
1000
15,0
18 16
2
14
19,0
6,4
16,0
7,5
18,0
8,0
16,0
1200
18,0
20 21
2
18
26,0
7,8
16,0
8,8
18,0
9,4
16,0
6360
1400
19,5
20 24
5
20
35,0
7,8
16,0
8,5
21,0
9,4
19,0
1,81 - 2,10
7270
1600
21,5
25 28
5
25
38,0
9,7
18,0
9,0
21,0
11,3
19,0
2,11 - 2,40
9090
2000
23,0
25 32
5
25
32,0
9,7
18,0
9,5
22,0
11,3
19,0
0,75 - 1,10
2937
660
10,5
9
10
3
7
18
5,6
14,3
7,2
16,5
7,4
14,3
1,11 - 1,35
2937
660
11,0
11 11
3
9
29
5,6
17,6
8,3
19,8
7,4
17,6
1,36 - 1,60
3916
880
13,2
13 13
3
11
35
7,0
17,6
9,7
19,8
8,8
17,6
1,61 - 1,80
4403
990
14,3
15 15
6
17
39
7,0
17,6
9,4
20,9
8,8
17,6
1,81 - 2,10
5382
1210
16,0
20 20
6
17
42
8,6
17,6
9,9
22,0
10,3
17,6
2,11 - 2,40
6360
1430
17,1
22 23
6
17
45
8,6
19,8
10,5
24,2
10,3
20,9
0,75 - 1,10
2670
600
11,4
12 10
2
8
16,0
5,1
13,0
6,5
15,0
6,7
13,0
1,11 - 1,35
3560
800
12,0
14 12
2
8
26,0
5,1
16,0
7,5
18,0
6,7
16,0
1,36 - 1,60
4448
1000
14,4
16 14
2
10
32,0
6,4
16,0
8,8
18,0
8,0
16,0
1,61 - 1,80
4893
1100
15,6
18 18
5
15
35,0
6,4
16,0
8,5
19,0
8,0
16,0
1,81 - 2,10
5782
1300
17,4
22 21
5
15
38,0
7,8
16,0
9,0
20,0
9,4
16,0
2,11 - 2,40
7117
1600
18,6
24 24
5
15
41,0
7,8
18,0
9,5
22,0
9,4
19,0
0,75 - 1,10
2670
600
9,5
8
9
2
6
16,0
4,0
13,0
6,5
15,0
5,6
13,0
1,11 - 1,35
2670
600
10,0
10 10
2
6
19,0
4,5
16,0
7,5
18,0
6,1
16,0
1,36 - 1,60
3560
800
12,0
12 12
2
8
26,0
5,0
16,0
8,8
18,0
6,6
16,0
1,61 - 1,80
4003
900
13,0
14 14
5
10
29,0
5,3
16,0
8,5
19,0
6,9
16,0
1,81 - 2,10
4893
1100
14,5
18 18
5
12
32,0
5,7
16,0
9,0
19,0
7,3
16,0
2,11 - 2,40
5782
1300
15,5
20 21
5
14
35,0
6,0
16,0
9,5
20,0
7,6
16,0
mm
N
Lb
KA
0,75 - 1,10
3640
800
1,11 - 1,35
4550
1,36 - 1,60
5450
1,61 - 1,80
ami
e
fmi
lm
Os valores mostrados na tabela são apenas referência, podendo-se alcançar boa
qualidade de solda com outras combinações. Para um melhor entendimento dos
valores citados, deve-se conhecer a definição de cada uma das etapas de um ciclo
simples de solda (mostrado na Figura 8).
13
•
Compressão – tempo em que os eletrodos comprimem as peças até o início da
passagem da corrente;
•
Tempo de Solda – intervalo de tempo durante o qual ocorre a passagem da
corrente elétrica, mantendo-se a compressão;
•
Retenção – tempo em que a compressão é mantida, após a passagem da
corrente, para garantir o resfriamento e solidificação do botão de solda;
•
Pausa – tempo durante o qual os eletrodos não estão em contato com as peças.
Entretanto, para as condições atuais de materiais e revestimentos, um ciclo de solda
simples não atende as necessidades de soldagem.
Figura 8 – Ciclo simples de solda (AWS, 1995)
Para tanto, é necessária a utilização de um ciclo de solda completo (Figura 9), com
programações do tempo de solda, da aplicação da corrente elétrica (Figura 10) e da
força de soldagem.
Figura 9 – Ciclo completo de solda (AWS, 1995)
14
Figura 10 – Aplicação da corrente de solda em um ciclo de solda completo
(AWS, 1995)
A relação entre a somatória das resistências e o tempo, medido em ciclos (1/60 s), é
mostrada na Figura 11 (com a aplicação de força constante).
Figura 11 – Gráfico de variação da resistência elétrica com o tempo de soldagem em
função da força de soldagem (General Motors, 1996)
15
Segundo Williams & Parker (2004) a resistência de contato é formada das
resistências interfaciais que existem antes da iniciação do fluxo da corrente, e tem
uma importante função na determinação de primeiro se o fluxo de corrente entre os
eletrodos é possível, e segundo qual o valor da corrente é necessário para a formação
e crescimento do botão de solda. Se a resistência de contato for muito alta, a interface
age como uma isolação e a passagem da corrente é inibida. Como a resistividade
elétrica do material é dependente da temperatura, esse fator é também variante do
tempo durante a formação da solda. Essa característica é chamada de resistência
dinâmica. A área de contato entre duas superfícies durante a aplicação de carga tem
sido bastante investigada, em virtude de sua influência em aplicações como os
contatos elétricos e a solda por resistência.
Sabe-se que quando duas superfícies são pressionadas em contato, este ocorrerá
primeiro nas rugosidades existentes nessa área. Essa minimização da área de contato
causa uma resistência à passagem de qualquer corrente elétrica. Essa resistência
adicional recebe o nome de resistência de contato, que é influenciada por diversos
fatores.
Diversos estudos foram feitos na tentativa de quantificar essa resistência de modo
matemático e experimental, conforme Sheppard (1994). É geralmente concluído que,
na solda por resistência, o contato inicial tem uma forte influência na magnitude da
corrente de solda requerida. Entretanto, a resistência dinâmica é mais importante na
determinação do que acontece durante o processo de solda.
A forma da curva da resistência dinâmica tem sido bem documentada em relação a
formação da solda para chapas sem revestimento, e diversos trabalhos investigaram
essa variação, como inicialmente Orts (1967), depois Dickenson et al (1980) e Kaiser
et al (1982). Esses estudos culminaram na representação das curvas dinâmicas para
aços baixo carbono sem revestimento, conforme Figura 12a. Gedeon (1984) estudou
e esquematizou essa curva para chapas revestidas por zinco, mostrada na Figura 12b.
16
Figura 12a – Representação esquemática das curvas da resistência dinâmica durante
o processo de solda a ponto por resistência para chapas sem revestimento
(Dickenson, 1980)
Figura 12b – Representação esquemática das curvas da resistência dinâmica durante
o processo de solda a ponto por resistência para chapas revestidas por zinco
(Gedeon, 1984)
17
Tomando-se o uso de aços baixo carbono sem revestimento, pode-se dividir a curva
da resistência dinâmica em 5 estágios:
•
Estágio 1: colapso das rugosidades da superfície levando a uma queda da
resistência até o valor mínimo;
•
Estágio 2: colapso final das rugosidades com o aquecimento do material
devido ao aumento da resistividade do metal base – quando essa resistividade
é maior que o colapso das rugosidades, a resistência total dos eletrodos
aumenta;
•
Estágio 3: aumento da resistência, com o predomínio do aquecimento do
material até atingir o valor de pico (chamado pico ß);
•
Estágio 4: aquecimento do material leva ao caldeamento na interface;
•
Estágio 5: queda da resistência devido à diminuição do caminho da corrente,
que por sua vez ocorre devido à indentação da chapa.
2.3 Formação do ponto de solda por resistência elétrica
O ponto de solda é formado pelo botão de solda e pela ZTA, conforme mostrado na
Figura 13.
Figura 13 – Esquematização de botão e ponto de solda
Para a realização de uma solda consistente, dois critérios devem ser considerados,
segundo Williams & Parker (2004):
- parâmetros de solda dimensionados para a produção da solda com as propriedades
desejadas;
18
- devem ser implementados controles para garantia de boa qualidade da solda
durante o volume de produção.
Os principais parâmetros, que podem ser controlados pela máquina de solda, são a
corrente de solda, o tempo de solda e a força dos eletrodos. A habilidade na
realização da solda, baseada nesses parâmetros, é mais bem definida como lóbulo de
solda. O lóbulo de solda define as tolerâncias disponíveis para a produção de soldas
de qualidade definida. Os limites superiores são definidos geralmente em termos de
expulsão do botão de solda. Para atender esses requisitos, o lóbulo de solda pode ser
um gráfico bi ou tridimensional, indicando uma relação entre o tempo de solda, a
corrente de solda e a força do eletrodo. Esses lóbulos são geralmente construídos a
partir das curvas do crescimento da solda determinadas em diversos tempos de solda,
conforme mostrado na Figura 14.
Figura 14 – Curva de crescimento da solda típica para um tempo fixo de solda
(Williams & Parker, 2004)
Enquanto o conceito de lóbulo de solda tem sido usado por mais de 20 anos, novos
procedimentos têm sido normalizados para a determinação de lóbulos de
soldabilidade bidimensionais, como por exemplo, norma ISO 14327 (2001), onde:
- corrente de solda e tempo de solda a uma força de eletrodo constante (Figura 15);
- corrente de solda e força de eletrodo a um tempo de solda constante.
19
Figura 15 – Lóbulo de soldabilidade a uma força de eletrodo constante
(ISO 14327, 2001)
Muitos trabalhos foram publicados sobre as relações entre a corrente de solda, o
tempo de solda e a força dos eletrodos, como Ganowski & Williams (1972), Krause
& Simon (1981) e Dickenson (1981), os quais estabeleceram que os principais
fatores que influenciam a posição e forma do lóbulo de soldabilidade são:
•
Força do eletrodo: quanto maior a força do eletrodo, mais largo o lóbulo, e
aumentando-se essa força move-se o lóbulo no sentido de maiores correntes
de solda;
•
Espessura da chapa: aumentando-se a espessura aumenta-se a largura do
lóbulo, como por exemplo: chapas de 0,4 – 0,6, 0,7 – 1,5, e acima de 1,5 mm
têm uma largura de lóbulo de ~1000, ~ 1500 – 2000, e acima de 2000 A,
respectivamente.
•
Propriedades do material: quanto maior a resistividade do material base,
maior o limite do lóbulo;
•
Revestimento da superfície: a presença de revestimento afeta a resistência de
interface, e com assim, a corrente necessária.
Uma representação do efeito do revestimento superficial afetando a resistência e a
diferença de corrente necessária para a soldagem de chapas sem revestimento e
chapas revestidas com zinco puro (BZ) ou galvannealing (BGA) pode ser vista na
Figura 16.
20
Figura 16 – Tempo de soldagem em função da corrente no secundário, espessura 0,8
mm; força – 1,8 kN, diâmetro ponta do eletrodo–5,0 mm
(ASM, Metals Handbook)
2.4 Estação de solda a ponto manual
Uma estação de solda a ponto manual típica utilizada na indústria automobilística é
composta por:
- TSP/Programador de solda/Unidade auxiliar/Cabo secundário/MSPP/Estruturas de
sustentação.
A Figura 17 ilustra uma estação típica de solda a ponto portátil, desde a estrutura de
sustentação fixada no prédio até a máquina de solda a ponto portátil. Existem
variações, de acordo com a necessidade de produção, layout e tipo de prédio
disponível.
21
Figura 17 – Estação de solda a ponto manual típica (General Motors, 1996)
2.4.1 Máquinas de solda a ponto
As máquinas de solda a ponto utilizadas nas plantas da General Motors são na grande
maioria de acionamento pneumático para obtenção da força de solda. Entretanto,
existe a possibilidade de se adotar máquinas acionadas por motores elétricos (servos)
chamadas de Servo-gun. As MSPP’s pneumáticas utilizam um cilindro para
acionamento da parte móvel, e podem ser classificadas como ação direta (tipo C) e
ação basculante (tipo X ou “pinça”). A Figura 18 mostra os tipos das MSPP’s.
Tipo C
Tipo X
Figura 18 – Tipos de MSPP’s – (Catálogo técnico – OBARA Corp. – Japão)
22
As condições necessárias para se atingir um tamanho aceitável da solda é geralmente
especificada em termos bastante simples: por exemplo, no caso de aços baixo
carbono, parâmetros típicos de solda são dados em diversas normas nacionais ou
internacionais, como a ISO 14373 (2004). Esses parâmetros são comumente feitos
em relação à corrente de solda, tempo de solda, força dos eletrodos e diâmetro do
eletrodo. Um fator muito importante na prática para a realização dessa solda não é
normalmente levado em consideração: as características da máquina de solda. Tais
características podem ser consideradas em duas áreas separadas:
- Características elétricas – definidas pela configuração do transformador, forma de
onda da corrente elétrica e propriedades do transformados;
- Características mecânicas – definidas em termos de desempenho do cabeçote de
montagem dos eletrodos. Parâmetros importantes são indicados na ISO 669 (2000).
2.4.1.1 Efeitos das características elétricas
•
Forma de onda da corrente
Muitas operações de soldagem são feitas utilizando-se uma corrente alternada (ou
CA) de freqüência de 50 Hz ou 60 Hz, dependendo do local (Furlanetto, 2005).
Corrente direta (ou contínua – ou CC) para sistemas de solda por resistência tem sido
limitada às aplicações específicas onde maiores potências são requeridas, e onde há a
necessidade de um equilíbrio entre o fornecimento da corrente trifásica da linha para
a estação de solda. Algumas formas de onda típicas de corrente de saída para diversas
fontes de potência foram calculadas e medidas por Nishigushi & Matsuyama (1985).
Para valores fixos de corrente rms e tempo, a energia total fornecida para a área de
solda é maior para a CC que a fornecida pela CA, pois existe um longo tempo do
aumento do valor da corrente durante os instantes iniciais do fluxo da corrente no
caso da corrente direta, e há um valor mais estável da corrente fornecida durante todo
o tempo no caso da CC, ao passo que na CA esse valor se alterna do valor máximo
para zero a cada meio ciclo do fluxo da corrente.
23
Como resultado, o crescimento do botão de solda se inicia antes e cresce a uma taxa
maior no uso da CC em comparação a CA. Assim, um menor valor de corrente pode
ser utilizado para atingir-se o mesmo tamanho de botão de solda. Os resultados
mostraram também que com o aumento da espessura das chapas diminui-se a
diferença entre as correntes de solda para CC e CA.
•
Influência do controle de aquecimento
O controle de aquecimento na solda a ponto por resistência, segundo Williams &
Parker (2004), pode ser afetado de três maneiras:
•
Grandes mudanças na corrente podem ser conseguidas através de alterações
na parametrização do circuito secundário do TSP, alterando a relação de
espiras.
•
Um controle acurado da corrente pode ser conseguido pela alteração da forma
de onda da corrente, quando esta passa pelos tiristores. Isso é feito geralmente
por um circuito de controle baseado em retificadores de silício (SCR’s) em
máquinas mais modernas.
•
Uma combinação dos métodos citados acima, sendo esse o procedimento
mais comumente utilizado para parametrização de máquinas de solda.
O controle do aquecimento/corrente típica de solda da maioria das máquinas de solda
permite a geração dos mesmos valores de corrente rms, mas utilizando diferentes
controles de parâmetros na mesma máquina de solda. Sob tais condições, de acordo
com Gould & Stotler (1990), o mesmo valor nominal de corrente pode resultar em
diferentes tamanhos de botão. É possível que uma mesma corrente rms de valor 8000
A, definida mais de uma máquina de solda, resulte em diferentes taxas de
crescimento de solda devido a diferentes formas de onda, por sua vez resultado de
diferentes características dos TSP’s.
24
2.4.1.2 Efeitos das características mecânicas
Ganowski & Williams (1972) indicaram que as características de soldagem de aços
revestidos com zinco são influenciadas pela máquina de solda. Foram comparados os
desempenhos de doze diferentes máquinas de solda e concluído que a corrente
requerida para se produzir um tamanho mínimo de solda, a faixa de corrente
disponível e a vida do eletrodo são dependentes do tipo da máquina, utilizados no
mesmo material. Krause & Lehmkuhl (1984) classificaram os tipos de máquina de
solda em termos de características de força – tempo para o eletrodo durante a
aplicação da força de solda (Figura 19). Baseado nesse trabalho, Williams (1996)
determinou quais os fatores causadores de alterações nas condições necessárias para
a formação da solda de um determinado tamanho:
•
Peso do cabeçote do eletrodo;
•
Características entre o cabeçote do eletrodo e a montagem dos cilindros;
•
Rigidez da estrutura da máquina;
•
Velocidade de aproximação do cabeçote do eletrodo.
Figura 19 – Características de força-tempo durante a solda de aços baixo carbono
sem revestimento, onde tad – tempo de ocorrência de oscilações e ta – tempo de
aplicação da força (Krause & Lehmkuhl, 1984)
25
Karagoulis (1994) notou que a força do eletrodo é uma variável significante, afetando
tanto o tamanho quanto a posição do lóbulo de soldabilidade. Ele concluiu que as
características de carregamento, determinadas pelo tipo de máquina de solda,
deveriam ser também controladas. Observa-se que quando o fluxo de corrente entre
os eletrodos é iniciado, a força do eletrodo aumenta. Williams (1996) determinou que
o valor acrescido ao valor previamente definido da força é função da rigidez da
estrutura da máquina de solda e das propriedades do cabeçote do eletrodo. Em
máquinas de solda portáteis, a força parametrizada e a força real são similares,
devido à baixa rigidez da sua estrutura, por sua vez devido às características de
montagem da máquina.
2.5 Estação de solda a ponto automática
A máquina de solda pode também ser acoplada a um robô, eliminando-se problemas
de ergonomia e pontos de operação sem visibilidade (pontos cegos). Existe a
configuração da máquina de solda fixada em pedestal com o robô manipulando a
peça para a solda através de garra, normalmente pneumática. A figura 20 ilustra o
robô com a máquina de solda em linha automática.
Figura 20 – Estação de solda a ponto automática típica
(http://www.seesaipa.com/Robotics, acesso:5/Fev/2004)
26
2.6 Descontinuidades na solda por resistência
A qualidade requerida para a solda depende primeiramente da sua aplicação. Ela pode
ser afetada pela composição química e condições do metal base, projeto da junção e
das peças, condição dos eletrodos e equipamentos de solda. Em algumas aplicações,
cada solda deve atender os requisitos mínimos de uma especificação em particular
(aviões e veículos espaciais).
Outras aplicações podem ter normas para soldas satisfatórias, assim como permitir
uma determinada porcentagem de defeitos (componentes automotivos). Os requisitos
de projeto devem incluir aparência superficial, resistência mínima e parâmetros de
solda, além de serem monitorados por um sistema de controle de qualidade, incluindo
inspeção visual e exame destrutivo da solda. Os fatores mais importantes da qualidade
da solda são: aparência superficial, tamanho da solda, penetração, resistência e
ductilidade, descontinuidades internas, separação de chapas, expulsão de material e
consistência da solda.
•
Aparência superficial
Não é uma indicação infalível da resistência ou tamanho da solda, apenas indica as
condições sob as quais a solda foi feita (ex.: grupo de pontos de solda na mesma
condição deve ter aparência superficial idêntica). A segunda e as sucessivas soldas
podem ter tamanho menor (desde que dentro do especificado) em virtude da fuga de
corrente para os pontos já soldados (efeito shunting).
•
Tamanho da solda e profundidade de fusão
O diâmetro ou largura da zona de fusão deve atender os requisitos de uma
determinada especificação ou critério de projeto.
27
Na falta destes, pode-se considerar que pontos de solda em condições normais de
produção devem ter de 3,0 a 4,0 vezes a espessura da chapa mais fina (mínimo). A
tabela 2 mostra os principais tipos, causas e efeitos de algumas condições indesejadas
na solda.
Tabela 2 – Causas e efeitos de descontinuidades na solda (AWS, 1995)
Tipo de Falha
1 Endentação profunda
do eletrodo
2 Fusão superficial,
(seguida de endentação)
3 Solda com formato irregular
4 Depósito de eletrodos na peça
5 Trincas e cavidades profundas
Causas
Efeitos
Montagem incorreta dos eletrodos e falta de
controle da força, geração excessiva de calor
(alta resistência de contato ou baixa força no
eletrodo);
Sujeira no metal, baixa força nos eletrodos,
alta corrente de solda, montagem incorreta dos
eletrodos, seqüência imprópria de corrente e
pressão;
Perda da resistência da solda devido à redução
da espessura do metal na periferia da área de
solda, má aparência;
Desalinhamento do trabalho, montagem
incorreta dos eletrodos, mau contato entre as
chapas;
Sujeira no material, baixa força no eletrodo ou
alta corrente de solda, manutenção imprópria
do eletrodo, material impróprio do eletrodo;
Remoção da força dos eletrodos antes do
resfriamento da solda, geração excessiva de
calor resultando na expulsão de metal fundido;
Soldas pequenas devido à expulsão do metal
fundido, grande cavidade na zona de solda,
aumento do custo de remoção das rebarbas,
baixa vida do eletrodo , perda de produção
(troca dos eletrodos);
Resistência reduzida da solda devido às
mudanças na área de contato e expulsão de
material;
Má aparência, redução da resistência à
corrosão, redução da resistência da solda
(expulsão de material), redução da vida do
eletrodo;
Redução da resistência à fadiga (caso exista
tensão na solda ou imperfeições na periferia
da área soldada, aumento da corrosão);
A norma DIN 8524 (1979) também apresenta uma tabela com os tipos de erros na
solda a ponto resistiva, como mostrado na tabela 3.
28
Tabela 3 – Tipos de erros na solda a ponto resistiva (DIN 8524, 1979)
possível causa parâmetros de solda a ponto
condições do eletrodo
peça soldada observações
corrente tempo
força
diâm. & ponta superfície material/resfriam.superfície ajuste
ponta
muito
muito
muito muito grosso ou
suja
ruim
resistência insuficiente
suja/deforma
reduzida
curto
grande ponta rombuda
da
defeito
expulsão interna
muito
elevada
muito
pequena
suja
muito
longo
expulsão externa
suja
resfriam.
suja ou
insuficiente, mat.
revestida
inadequado
profunda identação do
eletrodo ou exagerada
descoloração do ponto
diâm.muito pequeno da
indentação do eletrodo
muito
elevada
muito
longo
muito
pequena
muito fino ou
ponta aguda
muito
reduzida
muito
curto
muito
grande
muito fino
suja
diâm.muito grande da
indentação do eletrodo
muito
elevada
muito
longo
muito
pequena
muito fino
suja
desvio de forma do ponto
de solda de um círculo
muito
elevada
muito
longo
muito
pequena
trincas na ZTA
muito
elevada
muito
longo
muito
pequena
canais ou poros no
interior do ponto
muito
elevada
muito
longo
muito
pequena
abertura da chapa junto
ao ponto
muito
elevada
muito
longo
muito
pequena
muito fino
muito fino
ruim
inércia muito
grande no
sistema de força
ruim
posic /
desalinhamento
dos eletrodos
resfriamento
insuficiente
muito
ponta deformada
pequena
formação de liga no
eletrodo ou na peça
ruim
programa de
corrente não
adequado,
tempo de ajuste
insuficiente
suja
suja
resfriam.
suja ou
insuficiente, mat.
revestida
inadequado
tempo insuf,
inércia muito
grande no
sistema de força
resfriam
exagerado
taxa de
resfriamento
muito elevada
resfriam
exagerado
programa de
corrente e força
não adequados
ruim
Profundidade de fusão é a espessura na qual o botão de solda penetra nas peças que
estão em contato com os eletrodos (a Figura 21 mostra os atributos geométricos de
uma solda a ponto, através da secção transversal de uma junção de solda a ponto,
investigados por Zhou et al, 2003). A profundidade mínima de fusão é aceita
geralmente como sendo 20 % da espessura da chapa mais fina (chamado de
indentação).
29
Figura 21 – Atributos geométricos da solda a ponto (Zhou et al, 2003)
Se menor que 20% a solda é chamada “solda fria”, pois o calor gerado foi muito
baixo. Variações normais na corrente, tempo e força dos eletrodos causam alterações
indesejáveis na resistência da solda fria e em casos extremos não há a formação do
botão de solda. Entretanto, a profundidade de fusão não deve exceder 80 % da
espessura da chapa mais fina, o que resultaria em indentação excessiva e expulsão do
material.
•
Resistência e ductilidade
Estruturas que utilizam pontos de solda são projetadas normalmente para que a solda
receba carregamento de cisalhamento quando sob tensão ou compressão. Em alguns
casos, a solda pode ser tensionada quando a direção do carregamento for normal ao
plano da junção ou pode ser tensionada com a combinação tensão e cisalhamento. Em
aços de baixo carbono, por exemplo, a média da tensão de cisalhamento calculada em
uma boa solda no momento da sua ruptura varia de 69 – 414 MPa. Valores baixos são
aplicados a soldas relativamente grandes e valores altos a soldas pequenas; nos dois
casos a tensão de tração real é próxima ao limite de resistência à tração. Esses fatos
tendem a causar uma variação da resistência ao cisalhamento linear ao diâmetro. Um
ponto de solda não tem grande resistência à torção quando o eixo de rotação é
perpendicular ao plano das peças soldadas. Essa resistência varia com o cubo do
diâmetro do botão, e uma pequena deformação torsional surge antes da falha.
30
Os deslocamentos angulares variam de 5 a 180 graus dependendo da ductilidade do
material soldado, e a ductilidade de uma solda por resistência é determinada pela
composição do metal base e o efeito de altas temperaturas, além de um resfriamento
rápido do metal base logo em seguida. Infelizmente os métodos padrões para a
medição da ductilidade não são adaptáveis ao ponto de solda, e o que mais se
aproxima é o teste de dureza, pois a dureza é usualmente o inverso da ductilidade.
Para uma dada liga, a ductilidade usualmente diminui com o aumento da dureza.
Outro método para a indicação da ductilidade de um ponto de solda é a determinação
da relação entre a resistência à tração e a resistência à tensão de cisalhamento.
Uma solda com boa ductilidade possui alto valor para essa relação; com baixa
ductilidade tem-se um baixo valor para a relação. Para minimizar os efeitos do
resfriamento rápido, podemos utilizar alguns métodos como usar tempo de solda
relativamente alto, para fornecimento de calor à peça; pré-aquecer a área a ser soldada
e revenir a solda, a ZTA e o conjunto soldado. Tais métodos, porém, não são sempre
práticos, uma vez que o primeiro produz grande distorção no conjunto, o segundo
requer máquinas de solda com controle das características citadas e o terceiro envolve
a adição de uma operação (e conseqüente adição de custo).
•
Descontinuidades internas
Descontinuidades internas incluem trincas, porosidades, cavidades e em alguns casos
de revestimento, inclusões metálicas no botão de solda. Segundo Radaj (1990), essas
descontinuidades não afetarão a resistência à fadiga se estiverem localizadas
inteiramente na porção central da solda; por outro lado é extremamente importante
que não ocorram defeitos na periferia da solda onde as tensões de carregamento são
altamente concentradas. Pontos de solda em chapas de espessura de 1,0 mm ou
maiores podem ter pequenas cavidades no centro da solda. Essas cavidades são menos
pronunciadas em alguns metais que em outros, devido a diferenças na força exercida
pelos eletrodos no metal quente.
31
Tais cavidades não são prejudiciais em situações normais, entretanto, quando ela
resulta em expulsão de metal fundido (Figura 22) pode haver diminuição da área
fundida e nesse caso a cavidade torna-se extremamente prejudicial.
Figura 22– Cavidades internas – chapa de espessura ≥ 1,0 mm (AWS, 1995)
É esperado certo número de cavidades na produção, mas sua aceitação deve ser
baseada nas especificações da solda. O melhor método para verificação da aderência
dos pontos de solda é através de um programa de controle de qualidade estatístico,
com corpos de prova e testes destrutivos. Defeitos internos são causados geralmente
por baixa força dos eletrodos, alta corrente, ou outra condição que produza calor
excessivo. Podem ser causados também pela remoção da força no eletrodo muito
rapidamente após o término da corrente.
•
Separação das chapas e expulsão interna e externa
A separação das chapas ocorre na superfície de contato como resultado da expansão e
contração do metal soldado e do efeito de forjamento aplicado pelos eletrodos no
botão de solda quente. A quantidade da separação varia com a espessura do metal
base, aumentando com o aumento dessa espessura. A separação excessiva das chapas
resulta das mesmas causas da indentação da superfície, e a montagem imprópria dos
eletrodos pode agir como punção durante a aplicação da força. Isso tende a diminuir a
espessura da junção, forçando as chapas para cima ao redor dos eletrodos (Figura 23).
32
Figura 23 – Separação excessiva entre as chapas (AWS, 1995)
Expulsão é o resultado de excesso de calor, geralmente causado pelo excesso de
corrente, e resulta em cavidades internas e usualmente reduz a resistência da solda.
Isso é ainda pior quando existe a combinação de alta corrente com força inadequada e
faceamento incorreto dos eletrodos. Esta tendência é tão pronunciada que a máxima
corrente é normalmente limitada ao valor em que a expulsão não ocorrerá (ainda).
2.7 Qualidade da solda a ponto
Qualidade, segundo a norma DIN 55 350 (1986) apud Polrolniczak (1986), é a
condição de uma unidade concernente a sua capacidade ou adequação em atender ou
cumprir requisitos ou exigências pressupostos e estabelecidos. Para cada tipo de
indústria, podem ser definidos critérios únicos de qualidade, mas em todos os casos a
consistência e a resistência do ponto de solda é o critério decisivo da qualidade, em
conjunto com algumas características adicionais, como penetração do eletrodo na
superfície do ponto, pressão e corrente. A Tabela 4 mostra que as exigências de
consistência e resistências podem ser diferenciadas de acordo com classes de
segurança. Ao assegurar-se a qualidade de um ponto, é necessária a definição dos
termos “defeito” e “falha” (DIN 8524, 1979). Uma falha no sentido de engenharia de
qualidade é o não atendimento de um dado requisito ou característica exigida. Dentro
do termo defeito estão incluídas algumas irregularidades da representação da solda, e
as diferenças estão classificadas em 6 grupos de erros, que podem prejudicar a
consistência ou a aparência do ponto. Estes grupos abrangem as trincas, furos,
rugosidades, erros de forma, entre outros.
33
Tabela 4 – Atribuições das classes de segurança e dos critérios de qualidade incluindo
definições complementares (DIN 8524, 1979)
Classes de
segurança
efeito da
falha
A
risco da vida
humana
B
inutilização
do produto
C
utilização
penalizada
diâm. Mínimo
do ponto
diâm. Mínimo
do botão
profundidade de
indentação no
botão (*)
ou
mínima força de
tração por
cisalhamento (**)
exemplos de requisitos complementares
- mínima força de tração normal
- tolerânicia para o ponto 0
- tipo de fratura
- penetração do eletrodo
- penetração unilateral do eletrodo
- nenhuma expulsão interna
- nenhuma expulsão externa
- máxima folga permitida entre as chapas
- ienção de poros e canais
- não foração de liga na superfície da chapa
(*) para combinaç~eos de espessuras de chapas 1:3 a profundidade de indentação deve corresponder de 40%....60% das espessuras respectivas das
respectivas chapas.
(**) a mínima força de tração por cisalhamento determinada pelo fabricante em função do diâmetro do ponto ou do botão e do valor mínimo
normalizado para o material (valor mínimo do material conforme DIN 1623 parte 1)
Segundo norma ISO 18278 (2002) os procedimentos normalizados para a otimização
dos parâmetros de solda consistem na avaliação de atributos físicos da solda, como
exemplo fraturas aparentes, resistência da solda, propriedades torsionais ou mais
comumente, o diâmetro do botão como mostrado na Figura 22. Em geral, o intuito é
produzir um ponto de solda como o diâmetro requerido para a geração de uma falha
por destacamento do botão no teste de arrancamento (peel test). Essa falha constitui
na fratura do metal base, na ZTA ou no botão de solda deixando o botão de solda em
uma das chapas a serem soldadas após o teste. Na maioria dos casos o diâmetro
requerido é especificado conforme a norma ISO/DIS 14373 (2004), conforme a
equação 1.
d = 5.√t
(1)
Onde d é diâmetro do ponto de solda e t é a espessura da chapa mais fina (mm). Essa
equação é baseada na premisa de que o tamanho ideal do botão de solda seria igual ao
diâmetro do eletrodo, que é determinado pela equação 1. Essa filosofia tem
funcionado bem para a solda de aços baixo carbono com e sem revestimento, já que a
resistência ao cisalhamento é proporcional ao tamanho da solda.
34
Segundo Deng et al (2000), a resistência do ponto de solda é diretamente proporcional
ao quadrado do diâmetro do botão, sendo boa a prática de especificar a resistência da
solda maior que a utilizada em soldas com recomendação mínima de tamanho do
botão, não excedendo 150 %. A tensão média diminui em virtude da tendência
crescente da falha ocorrer nos limites do botão, conforme ele aumenta de tamanho. A
ISO/DIS 14373 (2004) mostra que o coeficiente dessa equação pode variar seu valor
de 3,5 até 6. A General Motors do Brasil utiliza a equação 2 como uma referência.
d = 4.√t
(2)
Para as pessoas, assegurar treinamento adequado e utilizar suas habilidades mais
eficientemente é um dos maiores problemas. A qualidade da solda é afetada por
vários fatores e variáveis, que ocorrem durante a produção. Os entendimentos desses
fatores e seus efeitos são ações importantes (Jou, M., 2003). A Tabela 5 mostra
dispositivos de controle de solda a ponto incluindo sensores e transdutores de
medição.
Tabela 5 – Dispositivos de controle de qualidade de solda a ponto incluindo sensores
e transdutores (DIN 8524, 1979)
Sistema de medição e controle
Fabricante País parâmetro de parâmetro
comando
comandado
sistema
Sensores & transdutores
preço (UM)
corrente
transdutor
tensão no
corrente
préIntegrado Separado
acelerômetros
transf.
ultrassom
eletrodo
secundária amplificador
Primário
x
x
7 - 10
-
A
RFA
resistência
tempo (a)
Var 1
B
RFA
tensão
tempo (a)
Var 1
x
-
x
-
-
-
-
-
C
GB
tensão
tempo (a)
Var (2) (c)
x
-
-
-
-
-
7-8
5
D
Tchec
resistência
tempo (a) /
corrente (c)
Var 2 (d)
x
x
-
-
-
-
7-8
-
E
RFA
deslocamento
do eletrodo
corrente
(c)
-
-
-
x
x
-
-
-
F
EUA
ultrassom
tempo (a)
expulsão
-
-
x
x
-
x
-
-
EUA
ultrassom
tempo (a)
energia
G
(a) ajuste do tempo de interrupção da corrente de soldagem
(b) ajuste do tempo de disparo dos tiristores
(c) outro tipo de medição do sinal que p do fabricante B
-
-
x
x
-
x
-
-
35
Tabela 6 – Dispositivos de controle de qualidade de solda a ponto incluindo sensores
(DIN 8524, 1979)
Pos.
Constatações fundamentais
Aço St 14 ; espessura = 1 + 1 mm
Tipos de dispositivos de controle de
qualidade de solda
A
B
C
D
E
+++
1
Alteração das espessuras até 1:3
+++
+++
+++
+++
2
Alteração no número de chapas até 4
++
++
++
++
+
3
Derivações até s=2.d
++
++
++
++
++
4
Distância de bordo reduzida até v=0,5.d
+
+
+
+
+
5
Ajuste ruim das chapas
6
Queda da tensão primária até 30 %
+++
+++
+++
+++
+++
7
Maior massa de aço, janela secundária
+++
+++
+++
+++
+++
8
9
Aumento da força no eletrodo até 100 %
Redução na força no eletrodo até 30 %
10
Troca por chapa zincada
+-
+-
+-
+-
++
11
Troca do aço St 14 por Aço Inox CrNi18 8
12
Aumento da área de contato do eletrodo
13
Reação durante a expulsão
14
Desalinhamento dos eletrodos
+
+
+
+
+
+
++
Simbologia
- sem efeito
+
- efeito positivo
++
- melhora significativa
+++
- melhora bastante significativa
+-
- não nítida, dependente da espessura e tipo da camada zincada
- efeito negativo
- prejuízo significativo
- prejuízo bastante significativo
Os dispositivos A até D permitem variações do tempo de soldagem de até 5.t
2.7.1 Influência da pressão e sistema de força
O sistema de pressão do equipamento de solda é normalmente hidráulico ou
pneumático. A força de solda é gerada pela pressão de um cilindro, onde está fixado o
eletrodo móvel de força. O efeito de uma força imprópria do eletrodo pode ser
ilustrado em função da equação usada na resistência de soldagem:
Q = I2.R.t
(3)
36
Baixa força no eletrodo aumentará o fator de resistência R nessa equação, onde I é a
corrente elétrica, t o tempo de aplicação dessa corrente e Q o calor gerado. Uma alta
resistência (baixa força, por exemplo) gerará mais calor, e tem-se efeitos negativos
como expulsão de metal, solda porosa, baixa vida dos eletrodos e sola de baixa
resistência. A força do eletrodo influencia a magnitude da resistência de contato
estática, e assim a geração de calor inicial na interface eletrodo/chapa e chapa/chapa.
A força determina a área de contato nas interfaces e por conseqüência a densidade de
corrente, que por sua vez determina a taxa de geração de calor. Lavery & Williams
(1970) sugeriram que as várias resistências interfaciais durante a solda de aços
revestidos por zinco por imersão são menos sensíveis a alterações na força dos
eletrodos que a solda de aços sem revestimento. Tendências diferentes são obtidas
com outros tipos de revestimentos, dependendo da resistividade desse revestimento.
Por exemplo, no caso de aços revestidos com a liga Fe-Zn (galvannealing) a
resistência da superfície é alta, fazendo, entretanto que o revestimento seja mais
suscetível a alterações na força dos eletrodos.
2.7.2 Influência das condições e geometria do eletrodo:
A geometria do eletrodo é considerada a maior causadora de não-conformidades no
fluxo da corrente. Kim & Eager (1988) desenvolveram um modelo para investigar o
efeito da forma do eletrodo na formação da solda. Eles concluíram que, no caso de
eletrodos em forma de domo, a área de caminho da corrente na superfície de contato
entre as chapas (superfície de colapso) e a relação entre o raio dos eletrodos e a
espessura das chapas são importantes na formação do botão de solda. Foi sugerido
que a área de contato entre as chapas (superfície de colapso) é 1,3 vezes maior que
área de contato entre o eletrodo e a chapa. No caso de aços revestidos com zinco, o
revestimento aumenta essa área de contato, que em parte é responsável pela maior
corrente de solda necessária para esses tipos de materiais. Devem-se trocar os
eletrodos assim que qualquer alteração na sua forma e geometria seja verificada.
37
2.7.3 Influência da distribuição da corrente na área de solda
A distribuição da corrente entre os eletrodos é o fator de maior influência na formação
da solda. Nied (1984) concluiu que o maior valor da distribuição da densidade de
corrente ocorre na periferia da área de contato entre o eletrodo e a chapa de aço, em
parte por causa das altas pressões nesse local, causadas pela deformação na chapa em
virtude da força do eletrodo.
2.7.4 Influência da espessura das chapas a serem soldadas e da espessura
governante
Para compreender o efeito da espessura das chapas no crescimento da solda são
necessários conceitos das contribuições relativas entre as resistências dos materiais,
da interface chapa/chapa, e da interface eletrodo/chapa em relação à resistência total
entre os eletrodos de solda. A espessura governante é a base para a determinação dos
parâmetros de uma solda, definida como a chapa mais fina (na solda de duas chapas)
e a média das duas mais grossas (na solda de três chapas), segundo norma General
Motors (1996). Bentley et al (1963) mostrou que, no caso de aços baixo carbono, o
calor é gerado nas interfaces eletrodo/chapa e chapa/chapa. Nicholson & Apps
(1970) encontraram que a formação de zonas de altas temperaturas na interface
eletrodo/chapa é maior na solda de chapas de espessuras ≥ 3,28 mm. Hutchings et al
(2000) observou tendências similares, e sugeriu que o aquecimento da superfície é
um requisito essencial para o crescimento da solda e foi observada sua ocorrência
inclusive em chapas finas, de espessura 1,2 mm. Grande parte das pesquisas e
trabalhos publicados trata da solda de duas chapas de igual espessura. Entretanto, na
solda de carrocerias automotivas a grande maioria das combinações de chapas são de
espessuras diferentes, além das condições de solda de três chapas. Em todos os casos,
a configuração do eletrodo possui um importante papel, já que as dimensões da face
dos eletrodos especificadas nas normas podem ser diferentes para cada uma das
chapas a serem soldadas. Isso significa que, em uma célula de produção, as
dimensões do eletrodo devem ser de modo a atender todas as espessuras de chapa
utilizadas.
38
Do ponto de vista da transferência de calor, a combinação das espessuras da chapas
pode ser dividida em dois grupos, simétrica e assimétrica, definidas pela quantidade
de material existente entre a interface eletrodo/chapa e o centro geométrico da
espessura total compreendida entre os eletrodos (Damasco et al, 1996). Na solda de
combinação simétrica de duas chapas de espessuras iguais, o crescimento do botão de
solda começa na interface chapa/chapa e o crescimento ocorre simetricamente nessa
interface, como resultado do aumento progressivo da quantidade de calor gerado. Era
considerado que a maior parte do calor gerado na zona de solda seria conseqüência
da alta resistência na interface chapa/chapa, mas Nicholson & Apps (1970)
observaram que o aquecimento, no caso de chapas sem revestimento, se iniciava na
interface eletrodo/chapa. Na solda de duas chapas de iguais espessuras, o
aquecimento ocorre inicialmente nas interfaces eletrodos/chapas, e então também na
interface chapa/chapa. As temperaturas medidas com a utilização de imagens
térmicas indicam picos na interface eletrodo/chapa durante os instantes iniciais do
fluxo da corrente. A influência das temperaturas será discutida posteriormente. Na
solda de três chapas de espessuras iguais, a geração de calor é similar, e modelos de
fluxo foram observados por Hutchings et al (2000), exceto que o aquecimento inicial
ocorre tanto na interface chapa/chapa como na interface eletrodo/chapa. Esse calor é
conduzido à região central da chapa do meio da combinação, causando o
caldeamento nesse local, no centro geométrico da espessura total entre os eletrodos.
Com o aumento da espessura das chapas tem-se uma alteração no local de início do
caldeamento para o interior das chapas externas da junta, resultando na formação
inicial de dois botões de solda. Harlin et al (2002) observou que uma grande
quantidade de calor é requerida para atingir-se um determinado crescimento da solda,
para a soldagem de três chapas. Adicionalmente, o tempo necessário para o início da
formação da solda também é maior para três chapas, atribuído ao fato da maior massa
existente entre os eletrodos, que influencia a condução do calor. Essas tendências
foram observadas por Hutchings et al (2000) também para a solda de três chapas de
espessuras diferentes. Para a solda de duas chapas de diferentes espessuras
(assimétricas), Hutchings et al (2000) notou algumas tendências na solda de aços sem
revestimento com os eletrodos de igual diâmetro.
39
Para uma espessura de 1,0 mm ou menor, o aquecimento foi notado inicialmente nas
interfaces eletrodo/chapa e chapa/chapa. O caldeamento inicial ocorre na interface
chapa/chapa e então se move para o interior da chapa mais fina, mas numa região
próxima à sua superfície. A extensão desse movimento aumenta com o aumento da
espessura da chapa.
2.8 Solda a ponto em aços baixo carbono
A resistência ao cisalhamento de um ponto de solda é dependente de um grande
número de variáveis incluindo a qualidade da solda, seu tamanho e a concentração de
tensões. A resistência ao cisalhamento de um ponto de solda feito corretamente deve
ser igual à do metal base e maior que uma junção por rebites ou parafusos na mesma
área. Utilizando-se o tempo de solda apropriado, o resfriamento sob a força dos
eletrodos aparenta ser benéfica na redução de trincas e na produção de uma estrutura
de qualidade. A resistência dos pontos de solda depende também da resistência do
material, por sua vez dependente da composição, tratamento térmico e grau de
trabalho a frio. O ponto de solda bom resulta do equilíbrio entre o aumento da
resistência e o controle da simultaneamente. Isso é um indicativo do valor correto da
corrente de solda. Correntes de solda que não permitem a produção de calor
suficiente para as chapas atingirem a temperatura da fase plástica (incluindo-se as
perdas de calor) não produzirão boas soldas (Savage & Kaplan, 1994). Para o maior
valor da corrente, pode-se usar como limite a referência do início da expulsão de
metal. Outro teste para a avaliação dos valores limites da corrente pode ser o ponto
em que ocorre grande aumento na indentação, como exemplo, de 2% para 10%.
2.8.1 Influência da temperatura da solda
Bentley et al (1963) e depois Cho & Cho (1989) relataram alterações metalúrgicas em
relação a temperatura na região de solda, observada durante diferentes tempos do
ciclo de solda.
40
Esses trabalhos confirmaram que durante os estágios iniciais do fluxo da corrente, o
aquecimento está confinado na interface eletrodo/chapa e as temperaturas nessa
região estão em torno de 700° C. Isso foi confirmado por Lee & Nagel (1988), através
de um experimento mesclando os resultados obtidos com filmagens de alta velocidade
do processo de solda, pintado com tinta termo-sensível. Os modelos de temperaturas
obtidos com a solda de aços revestidos com zinco indicam temperaturas de 800° C na
periferia da interface eletrodo/chapa (Suzuki & Trevisan, 1996). Han et al (1989)
mediu as temperaturas desenvolvidas perto do centro da superfície de colapso, usando
corpos de prova com sensores térmicos posicionados na ZTA. As temperaturas
medidas dentro da faixa de 3,8 mm do centro da solda indicam um pico de 1000° C
(após 20 ciclos de corrente). Attorre et al (1997) mediu a distribuição de temperaturas
utilizando técnicas de imagens infravermelhas e concluiu que inicialmente as
temperaturas são maiores nas interfaces eletrodo/chapa, e após cerca de 6 ciclos há
um grande aumento na temperatura superfície de colapso, conforme mostrado na
Figura 24.
Figura 24 – Comparação entre as temperaturas preditas e medidas durante a
formação da solda (Cho & Cho 1989)
41
As temperaturas existentes no processo de solda são influenciadas diretamente pela
condição de refrigeração dos eletrodos, e os valores dessas temperaturas podem ser
vistos na Figura 25. Diversas empresas já utilizam água de refrigeração na
temperatura inicial de 0°C (Scott, A., comunicação pessoal, 2005). Isso ajuda
inclusive a garantir uma condição de resfriamento satisfatória mesmo quando
ocorrerem problemas com os componentes ou com a tubulação.
Figura 25 – Temperaturas no circuito de solda
(www.cvm.com.br/importsoldas, acesso em 12/02/2004)
42
3. COMPORTAMENTO MECÂNICO E CARACTERIZAÇÃO – CHAPAS DE
AÇO REVESTIDAS
3.1 Propriedades mecânicas
Os metais são os materiais mais utilizados para construções, pois são normalmente
fortes, resistentes e dúcteis (combinação de propriedades não comumente encontrada
em materiais não-metálicos). Além disso, a resistência, rigidez e ductilidade dos
metais podem ser alteradas individualmente com a seleção de ligas ou o tipo de
tratamento térmico. A aplicação de calor, razão de resfriamento, metal de adição e
estrutura metalúrgica são alguns dos fatores que afetam as propriedades mecânicas.
3.1.1 Módulo de elasticidade
Uma maneira conveniente de medirmos a habilidade do metal de resistir à
deformação sob a aplicação de tensões na fase elástica é através da relação E entre a
tensão e a deformação correspondente. Essa relação é conhecida como Módulo de
Young ou Módulo de elasticidade, e é comumente expresso pela fórmula:
E=
σ
ε
(4)
O Módulo de Young (E) é uma característica constante medida em metais
policristalinos, durante testes padrões de engenharia (tração, compressão, dobra, etc)
onde exista a correlação tensão x deformação. Essa é uma propriedade independente,
não sendo afetada pelo tamanho dos grãos ou tratamento térmico.
3.1.2 Limite elástico
O comportamento elástico do metal alcança o limite em um determinado nível de
tensão chamado de limite elástico.
43
Esse limite é uma propriedade sensitiva e dependente da razão da deformação. Ele é
o máximo valor em que o elemento consegue retornar às suas dimensões originais
após a liberação do carregamento.
Quando o limite elástico é excedido, o elemento se deforma permanentemente. Um
engenheiro normalmente necessita conhecer a capacidade de carga de um metal sem
deformação plástica, e para isso diversas propriedades altamente relacionadas ao
limite elástico foram definidas. Essas propriedades podem ser facilmente
determinadas a partir de um diagrama tensão – deformação (Figura 26).
Figura 26 – Digrama típico de tensão-deformação no regime elástico (AWS, 1995)
A curva tensão x deformação é inicialmente uma linha reta, A – A’. O aclive da
curva é o módulo de elasticidade para o metal em teste. Conforme a linha prossegue
no sentido ascendente é alcançado um ponto onde a deformação excede o valor
previsto pela relação com o aclive da reta. É difícil definir o ponto exato onde
termina a proporcionalidade entre a tensão e a deformação, pois a interpretação da
curva pode variar. O limite elástico (ou limite proporcional) na Figura 26 é de cerca
de 190 MPa. Essa é a máxima deformação em que a proporcionalidade se mantém e
deformações abaixo do limite elástico são corrigidas com a retirada da carga. Quando
o metal é tensionado além do limite elástico a deformação adicional é de natureza
plástica e resulta em deformação permanente.
44
Como exemplo, se o corpo de prova mostrado na Figura 26 for carregado com 220
MPa (ponto S1), o corpo se alonga 0,03 mm/mm do comprimento. Com a retirada do
carregamento, o corpo de provas não retornaria às suas dimensões originais, mas
permaneceria com a deformação.
3.1.3 Limite de escoamento
O limite de escoamento do metal é o nível de tensões na qual esse metal exibe um
desvio específico na proporcionalidade entre tensão e deformação. Um método
prático para a sua determinação é mostrado ainda na Figura 26. A linha C-C’ é
desenhada paralelamente à linha elástica A-A’ a partir de um ponto na abscissa
representando um alongamento de 0,2 % (0,508 mm/mm). A linha C-C’ terá um
ponto de intersecção (S2) na curva tensão x deformação onde o nível de tensão é de
cerca de 260 MPa, que é o limite de tração do metal testado. Enquanto o valor de 0.2
% do limite de escoamento é comumente utilizado nos projetos de engenharia,
podem-se ter valores de 0,1 % e 0,5 % para determinados metais. Os aços de baixo
carbono mais comercialmente usados exibem uma característica na curva tensão X
deformação chamada de ponto de escoamento. É a primeira tensão no material,
menor que a tensão máxima possível, onde um aumento na deformação ocorre sem
um aumento na tensão.
3.1.4 Resistência à tração
A razão entre a máxima carga suportada por um corpo de prova de tração e a área da
sua seção transversal original é chamada de limite de resistência à tração, que é o
valor normalmente mostrado como a resistência do material. O limite de resistência à
tração representa um valor calculado a partir de um teste padrão de engenharia, sendo
que o valor verdadeiro desse limite é maior que o mostrado. Os valores mostrados
são influenciados por diversos fatores. O limite é dependente da composição
química, microestrutura, e tamanho do grão. O tamanho e a forma do corpo de prova
e a taxa de carregamento podem também afetar o resultado.
45
Por essas razões, o limite de resistência à tração da ZTA pode ser diferente daquele
do metal base antes de ser afetado termicamente.
3.1.5 Resistência à fadiga
O comportamento sob carregamento cíclico é um aspecto importante da resistência
dos metais e juntas soldadas. Fraturas por fadiga se desenvolvem para cada caso de
aplicação da tensão de tração mesmo em tensões nominais abaixo da crítica. A taxa
de avanço de uma fratura por fadiga aumenta com a diminuição da área da secção
imediatamente à frente da fratura durante a aplicação da carga até que a fratura atinja
um tamanho crítico. A fissura instável se inicia e de repente a falha completa ocorre.
O crescimento da fratura não ocorre quando a tensão líquida aplicada nas bordas da
falha é compressiva, e pode iniciar-se devido à alta tensão residual da tração. Caso a
tensão aplicada seja compressiva a rachadura não crescerá até o comprimento crítico.
A tensão que um metal pode suportar sem fraturas diminui com o aumento das
repetições da aplicação de tensão. A resistência à fadiga é geralmente definida como
a máxima tensão que pode ser suportada por um número de ciclos sem falhas e
quando o número de ciclos desejados aumenta a resistência à fadiga correspondente
diminui. Para o aço, a resistência à fadiga é usualmente quase constante abaixo de
dois milhões de ciclos. Milhões de ciclos adicionais são requeridos para causar uma
significativa redução na resistência à fadiga. O limite à fadiga, entretanto, torna-se
praticamente a tensão máxima com a qual o metal suportará um número infinito de
ciclos sem fraturas. Os valores reportados para metais nos livros de engenharia
usualmente são determinados com corpos de prova circulares, polidos e testados no
ar. Tais informações são válidas para projetos em aplicações como eixos em
máquinas, etc. Entretanto devem ter pequena importância no projeto de junções
soldadas porque essas são caracterizadas por mudanças abruptas na seção transversal,
descontinuidades geométricas e metalúrgicas, e tensões residuais. A vida de uma
estrutura soldada submetida a repetidas variações de tração ou tração e compressão
alternadamente dentro do regime elástico do material é dependente primeiramente da
tensão e da configuração da solda.
46
Essa vida é definida como o número de vezes a que uma estrutura pode ser sujeitada
a uma carga específica até que uma fratura seja iniciada e cresça de modo a causar
falha no componente. Soldas estruturais normalmente incluem detalhes que resultam
em diferenças significantes nas seções da espessura, que por sua vez criam
concentrações de tensões, e a falha por fadiga ocorre usualmente nesses locais. Em
virtude disso, projetistas de juntas soldadas necessitam entender profundamente as
características de fadiga dos metais a serem utilizados, pois o caso mais comum de
fratura em solda é por fadiga.
3.1.6 Ductilidade
A quantidade de deformação plástica que um corpo de provas suporta em um teste
mecânico é considerada a medida da ductilidade do metal ou da solda. Valores
expressando ductilidade em vários testes mecânicos são significativos apenas para a
geometria e tamanho do corpo de provas utilizado. A ductilidade é uma propriedade
estrutural sensitiva e é afetada por diversas condições no teste, como o tamanho e
forma, temperatura ambiente, a taxa de deformação, a micro estrutura e as condições
de superfície. Os valores da ductilidade não são usados diretamente em projetos, pois
a maioria das estruturas é projetada para operar com tensões abaixo do limite de
resistência.
3.1.7 Propriedades em temperaturas baixas
Diminuindo-se a temperatura de um metal se afeta profundamente as características
da fratura, particularmente se o metal possuir uma estrutura cristalina de corpo
centrado (ex. aço carbono). A resistência, ductilidade e outras propriedades são
alteradas em todos os metais e ligas conforme a temperatura diminui. O projetista
deve considerar as propriedades dos metais em temperaturas muito baixas, como no
caso de vasos de pressão e outros produtos soldados. Temperaturas muito baixas são
utilizadas em serviços criogênicos, que compreendem o armazenamento e uso de
gases industriais líquidos, como o oxigênio e nitrogênio.
47
Com a diminuição da temperatura diversas alterações nas propriedades ocorrem nos
metais, como o aumento do módulo de elasticidade. Em geral a resistência dos metais
e ligas tende a diminuir, porém alguns metais e ligas retêm ductilidade considerável
em temperaturas muito baixas. Os principais fatores que determinam o
comportamento em baixas temperaturas durante testes mecânicos são: estrutura
cristalina, composição química, tamanho e forma dos corpos de testes, condições de
fabricação e tratamento térmico, e o carregamento aplicado.
3.1.8 Propriedades em temperaturas elevadas
O desempenho de um metal em alta temperatura durante trabalho é influenciado por
outros fatores além da resistência e ductilidade. O tempo se torna um fator, pois os
metais se deformam em altas temperaturas e essa deformação na seção sob carga
continua a aumentar mesmo que a carga se mantenha constante. A razão da
deformação sofrida por metais e ligas difere consideravelmente. Se a temperatura e
tensão são altas, o metal se deforma antes da ocorrência da ruptura.
As propriedades físicas dos metais raramente recebem as atenções dadas às
propriedades mecânicas, em relação à solda, apesar de possuírem um aspecto
importante das características dos metais. Valores constantes são usualmente
fornecidos para metais e ligas e servem satisfatoriamente para a maioria das
propostas da engenharia.
3.1.9 Condutividade térmica
A taxa de transmissão do calor por condução através de um material é chamada de
condutividade térmica. Metais são melhores condutores térmicos que não metais e
metais com alta condutividade elétrica geralmente têm alta condutividade térmica. O
cobre e o alumínio, por exemplo, são excelentes condutores térmicos, o que os torna
muito difíceis de serem soldados utilizando-se fontes de temperaturas relativamente
baixas, como uma chama de oxiacetileno.
48
3.1.10 Temperatura de fusão
Quanto mais alto o ponto de fusão maior a quantidade de calor necessária para fundir
um dado volume de metal. Portanto a temperatura da fonte de calor para a solda deve
ser bem maior que a temperatura de fusão do metal. Entretanto duas peças de um
metal (ex. ferro), podem ser unidas com um metal de ponto de fusão mais baixo (ex.
bronze), e o material de enchimento deve se fundir e aderir às faces do material ao
qual está sendo aplicado. A solda de dois metais de composição não similares tornase cada vez mais difícil conforme a diferença entre os pontos de fusão aumenta.
3.1.11 Condutividade elétrica
Os metais são bons condutores de eletricidade. Aumentando-se a temperatura de um
metal cria-se uma interferência no fluxo de elétrons diminuindo a condutividade
elétrica. Adicionando-se elementos de liga ou trabalhos a frio aos metais também se
diminui a condutividade elétrica.
3.1.12 Propriedades de corrosão
As propriedades de corrosão de um metal determinam seu modo e taxa de
deterioração por reações químicas ou eletroquímicas com o meio que o envolve.
Metais e ligas diferem enormemente na resistência à corrosão, que é uma importante
consideração no planejamento e fabricação de soldas para determinado propósito. O
projetista deve possuir conhecimentos sobre o comportamento de juntas soldadas sob
condições corrosivas, pois essas juntas freqüentemente mostram propriedades
corrosivas diferentes do restante da solda. Essas diferenças podem ser observadas
entre o metal soldado e o metal base, e algumas vezes entre a ZTA e o metal não
afetado. Mesmo os efeitos produzidos na superfície pela solda podem ser fatores
importantes no comportamento da corrosão em um metal, inclusive soldas feitas
entre metais não similares ou com metal de enchimento não similar podem estar
sujeitas à corrosão eletroquímica.
49
3.2 Aço baixo carbono – sem revestimento
Para os propósitos de estudo das características da solda por resistência, o aço pode
ser classificado em aços baixo carbono, aços alto carbono e baixa liga e aços alta
liga.
Os aços baixo carbono se referem ao grupo onde a quantidade de carbono não
ultrapasse 0,50% conforme a Tabela 7 (RWMA, 1989), e nenhum outro elemento de
liga esteja em quantidade acima de 1,0%. Esse grupo é ainda classificado como aço
comum, quando a quantidade de carbono presente está entre 0,15% e 0,30%, e aço
médio, onde essas porcentagens estão entre 0,30% e 0,50%.
Tabela 7 – Composição Média dos Aços Baixo Carbono (% peso) (RWMA, 1989)
Composição média dos aços Baixo Carbono
Carbono
0,010 – 0,050
Manganês
0,300 – 1,000
Enxofre
0,050 Máx.
Silício
0,050 Máx.
Fósforo
0,040 Máx.
Ferro
Balanceado
O aço alto carbono e o grupo de aço de baixa liga incluem as ligas onde o conteúdo
de carbono é maior que 0,50%, ou qualquer elemento de liga exceda 1,0%, mas não
mais de 5,0%.
3.2.1 Efeitos dos elementos de liga
A maior parte de peças e produtos soldados pelos processos de solda por resistência
são feitos de aços baixo carbono, e a solda é satisfatória desde que todas as condições
(equipamentos, cuidados e precauções) sejam observadas. Nesse tipo de aço, o
carbono está sempre associado a quantidades definidas de manganês, e qualquer
efeito no ciclo de calor utilizado para a solda pode ser atribuído o carbono e ao
manganês, ambos contribuindo para o aumento da resistência.
50
De modo geral, podemos dizer que se aumentando o carbono ou o manganês
aumenta-se a dureza do aço. Com o aumento do carbono e outros elementos de liga
cresce também a suscetibilidade do aço a grandes variações na sua microestrutura e
nas propriedades mecânicas, de acordo com a taxa de resfriamento do aço a partir do
seu estado líquido. Os principais elementos de liga nos aços baixo carbono são:
• Carbono
É o elemento com maior potencial de endurecimento. A dureza do aço aumenta com
a quantidade de carbono. Entretanto, se o carbono não exceder 0,20% praticamente
não afeta a resistência da solda.
• Manganês
Aumenta a dureza e a resistência à tração. Mais de 0,60% de conteúdo, em conjunto
com um teor relativamente alto de carbono aumentará a tendência para trincas. Se
menor que 0,30% em quantidade, pode aumentar a suscetibilidade a porosidades
internas e trincas.
• Enxofre
Deve ser mantido abaixo de 0,035% se possível, e não mais que 0,050%. Acima
dessa quantidade o metal tende a ter fragilidade a quente, ou seja, com trincas na
solda e na ZTA em virtude de não possuir a resistência necessária em altas
temperaturas. Aços AISI de liga com denominação B11XX e C11XX têm enxofre
entre 0,080% e 0,330% para aumento de sua estampabilidade. É essa quantidade de
enxofre que os torna indesejáveis para operações de solda por resistência.
• Fósforo
É considerado uma impureza, não tem efeito benéfico para a solda e deve ser
mantido na menor quantidade possível.
51
3.3 Aço baixo carbono – com revestimento
A maioria dos aços revestidos podem ser soldados a ponto por resistência, embora
com diferentes dificuldades dependendo da sua composição e da espessura do
revestimento. O revestimento em aços é utilizado para aumentar a resistência à
corrosão, estampabilidade, decoração ou uma combinação desses fatores. Desse
modo, a aplicação de pontos de solda deve ser feita dentro de procedimentos que
assegurem a preservação do revestimento assim como a resistência requerida da
solda. Os requisitos de resistência indicam quais os tipos de ajustes serão necessários
para a solda assim como é feito para a solda da chapa sem revestimento. A espessura
do revestimento é a variável mais importante em relação a soldabilidade do aço e em
virtude de grandes variações existentes em aços comerciais não existe uma
recomendação em particular. Experiências mostram que quando a aplicação de
pontos de solda em determinado tipo de aço revestido não apresenta resultados
satisfatórios pode-se conseguir uma melhora da solda diminuindo-se a espessura da
camada de revestimento. Pode-se concluir que os parâmetros ideais para a solda de
um determinado aço revestido devem ser encontrados de maneira experimental. A
Tabela 8 mostra o grau de severidade para a solda de chapas revestidas ou não.
Tabela 8 – Grau de severidade para solda de chapas metálicas (AWS, 1995)
SC
CONDIÇÃO DA SUPERFÍCIE DE COLAPSO /
(PROGRAMAÇÃO)
GRAU DE SEVERIDADE
DO REVESTIMENTO
PARA SOLDA
BB
NUA x NUA (BARE TO BARE / (N x N)
1
BN
NUA x GALVANNEAL (BARE TO GALVANNEAL / N x Gn)
2
BG
NUA x GALVANIZADA (BARE TO GALVANIZED / N x G)
3
NN
GALVANNEAL TO GALVANNEAL / (G x Gn)
4
NG
GALVANNEAL x GALVANIZADA (GALVANNEAL TO
GALVANIZED / Gn x G)
5
GG
GALVANIZADA x GALVANIZADA (GALVANIZED TO
GALVANIZED / G x G)
6
Utilizando-se uma maior corrente elétrica, maior força e menor tempo de solda
(comparadas a uma chapa nua de mesma espessura) pode-se obter um ponto de solda
com o tamanho desejado sem afetar de modo drástico a superfície da solda.
52
Um alto valor de força e bom contato dos eletrodos tendem a proteger o revestimento
da superfície e reduzir a tendência de que o material da chapa venha aderir nos
eletrodos. No intuito de produzir uma solda aceitável, é necessário que a geração do
calor seja a máxima na área de contato entre as chapas a serem soldadas. Um
pequeno tempo de solda favorece um resultado perto do ideal, pois não permite que o
revestimento, que é fundido primeiro, se misture com o aço formando uma espécie de
liga. Do mesmo modo, baixos tempos de solda evitam que o revestimento se una ao
eletrodo. Existe uma tendência quando da solda de aço galvanizado de que o zinco se
combine com o material do eletrodo formando uma liga de baixa condutividade, o
que faz com que as soldas sejam progressivamente mais pobres em qualidade e exista
a necessidade de troca dos eletrodos com maior freqüência. Outra característica do
revestimento galvanizado é possuir uma superfície irregular, tornando necessário o
uso de altos valores de pressão para garantir condições uniformes de contato entre as
chapas.
3.3.1 Aços BH (bake hardening)
Segundo especificação Usiminas (2005), esse tipo de aço tem como principal
característica o aumento da resistência mecânica após o tratamento de cura da pintura
e utiliza o mecanismo de envelhecimento por deformação. Esses aços apresentam
uma adequada conformabilidade para suportar estampagem de moderada a profunda,
sendo internacionalmente conhecidos como aços Bake Hardenable. O endurecimento
do aço é avaliado pela elevação do limite de escoamento após deformação de 2%
seguindo-se a simulação do tratamento de cura da pintura a 170º C por 20 minutos.
As principais características desses aços são as de proporcionar boa resistência a
pequenos amassados (denting) nas peças finais, mesmo quando submetidos a baixos
níveis de conformação na sua fabricação, e redução de peso das peças. A Figura 27
mostra o comportamento do aço BH através da relação força versus alongamento.
53
Figura 27 – Característica do aço BH (Zimmer, P., 1994)
3.3.2 Aços galvanizados e galvanneal (Marder, 2000)
A geração do revestimento de zinco e das ligas de zinco em chapas de aço é uma das
mais importantes técnicas de processo comercialmente utilizadas para a proteção de
componentes de aço expostos à ambientes corrosivos. Do ponto de vista tecnológico,
os princípios da galvanização têm se mantido desde o início desse procedimento, a
mais de 200 anos. Entretanto, em virtude das novas aplicações automotivas e da
indústria de construção, uma quantidade considerável de pesquisas têm ocorrido
recentemente sobre todos os aspectos do processo de galvanização e dos novos tipos
de revestimentos zincados. Conforme já visto, o revestimento de zinco é utilizado
para aumentar a proteção à corrosão do aço de duas maneiras, como barreira de
proteção e proteção galvânica. Na primeira, o revestimento de zinco, que separa o
aço do ambiente, irá corroer antes que o aço seja atingido pelo ambiente. Na segunda,
sendo o zinco menos nobre ou anódico ao ferro nessas condições ambientais ele irá
ser corroído no lugar do aço. Em geral, antes da imersão no banho de zinco líquido o
aço a ser galvanizado deve ser limpo para eliminar quaisquer óxidos da superfície
que possam reagir com o banho. Após o mergulho no banho quente (hot-dip), o aço é
retirado, seco e às vezes recebe tratamento térmico.
54
3.3.3 Métodos de aplicação do revestimento de zinco por imersão (hot-dip)
3.3.3.1 Processo de galvanização por lote
No processo de galvanização por lote o aço a ser galvanizado é limpo e direcionado
para a imersão. O material é desengraxado, mergulhado em água, passa por uma
solução de aço sulfúrico e é novamente mergulhado, dessa vez em água corrente. Os
dois tipos de práticas convencionais usadas atualmente são: processo úmido e
processo seco. O processo úmido envolve a passagem do aço através de uma
cobertura de sais fundidos na superfície do banho de zinco para remoção das
impurezas e para manter a porção dessa superfície do banho, onde o aço terá contato,
livre de óxidos. O processo úmido requer menor área e uma quantidade menor de
equipamentos na planta, e em virtude da forte ação de limpeza da cobertura do banho
é responsável por revestimentos com camadas mais finas e um menor número de
peças com má galvanização. As camadas resultantes do processo são mostradas na
Figura 28.
Metal base
Fe
Camada α
150HV
Camada Γ
500HV
δ
450HV
Camada ζ
270HV
Camada η
37HV
Camada
Revestimento
Zn
Figura 28 – Camada de revestimento galvanizado a quente, microestrutura e dureza
(Sauvage & Kaplan, 1994)
55
No processo seco o aço (após sua limpeza) é passado em uma solução, seco e então
mergulhado no banho de zinco. A temperatura da varia ambiente até cerca de 80 ºC.
É essencial que o aço seja bem seco antes do mergulho no banho de zinco; a
temperatura de secagem é de cerca de 120ºC, por até cinco minutos. Nos dois
processos (úmido e seco) o banho de zinco é mantido em temperaturas de 445ºC até
455ºC e o tempo de imersão varia de 3 a 6 minutos, baseado na espessura da chapa.
O revestimento predominante produzido é o galvanizado, apesar de uma pequena
quantidade de galfan (5% Al) e galvalume (55% Zn) (não serão estudados nesse
trabalho). O tempo de imersão é controlado e pode ser variado para controlar a
espessura do revestimento (liga ferro-zinco na interface e cobertura de zinco puro).
3.3.3.2 Processo de galvanização contínuo
No processo de imersão (hot-dip) contínuo, rolos de aço soldado são revestidos em
velocidades de até 200 m/min. O fluxo do processo (Figura 29) é similar ao de
galvanização por lote, com a limpeza do aço antes da imersão e é conhecido como
método da linha fria. O processo se baseia em uma limpeza antes do mergulho
(utilizando uma solução desengraxante) e então o aço entra na seção de limpeza
propriamente dita, a uma temperatura de 500 ºC a 760 ºC, e uma atmosfera de N2/H2
que deverá reduzir as contaminações orgânicas e os óxidos superficiais. Após isso o
aço entra na zona de aquecimento da caldeira onde é levado perto da temperatura de
recristalização (cerca de 700 ºC, dependente do aço). Nesse ponto o aço está
suficientemente aquecido para entrar no banho de zinco sem afetar a temperatura do
banho. Na saída da caldeira, a chapa passa através de um jato de gás capaz de resfriála a até 460 ºC (a uma taxa de 50 º C/s) antes do revestimento pelo banho de imersão.
Conforme a chapa deixa o banho a espessura do filme de metal fundido é controlada
através de jatos de gás que removem o excesso do revestimento. Após o
revestimento, a chapa é resfriada por ar forçado ou sujeitada a uma linha de
tratamento térmico, chamado galvannealing.
56
Figura 29 – Esquema de uma linha de galvanização por imersão contínua
(Marder, 2000)
3.3.3.3 Tratamento térmico Galvannealing
Os revestimentos do tipo galvanneal são revestimentos de difusão que expõem o aço
galvanizado a uma temperatura de cerca de 500 ºC para produzir um revestimento de
liga Fe-Zn com fases intermetálicas. Isso é conseguido através da inserção de
aquecimento e resfriamento sobre o recipiente de zinco líquido no intuito de tornar o
processo de galvannealing contínuo. As variáveis envolvidas e suas propriedades são
complexas.
Um bom controle do processo requer que os efeitos da taxa de aquecimento,
temperatura e tempo e a taxa de resfriamento da liga Fe-Zn sejam bem entendidas
para que o melhor revestimento para as propriedades desejadas seja conseguido.
Além das variações do processo, a composição do substrato e variações do banho
químico também contribuem para a microestrutura final. No processo contínuo, após
o aquecimento e resfriamento da chapa existem jatos de ar para controle da espessura
da camada de revestimento. Uma caldeira a gás ou uma bobina de indução são
utilizadas para o aquecimento e em alguns casos uma área de espera é utilizada antes
do resfriamento.
57
Em geral, a microestrutura do revestimento consiste em um substrato, um nível
interfacial de liga e uma estrutura de cobertura. Dependendo do tipo de revestimento
a microestrutura e a composição desses componentes controlarão as propriedades
desejadas. As propriedades importantes que resultam do uso do revestimento de
zinco são primeiramente a corrosão e a estampagem. Outras propriedades envolvem
a solda e a pintura do material, e a resistência à corrosão do galvanneal pode ser
reduzida em virtude do aumento de Fe no revestimento a partir das fases da liga FeZn. A soldabilidade do revestimento é muito importante, já que a maioria dos
produtos galvanizados é unida dessa maneira. A solda a arco de chapas galvanizadas
pode produzir defeitos como cavidades gasosas e expulsão de material. Estudos
indicam que isso ocorre devido à vaporização do zinco, e alguns métodos para a
redução desse problema foram desenvolvidos (Matsui & Oikawa, 1998). Isso leva a
uma maior resistência, calor localizado e aumento de erosão nos eletrodos, e como
resultado direto aumenta-se os custos de manufatura uma vez que a menor vida
resulta em maior tempo de parada para torça ou fresagem dos eletrodos. A
degradação do eletrodo se deve ao fato de que a temperatura na interface entre o
eletrodo e o revestimento (800º C) é maior que a temperatura de fusão do zinco (419
ºC) (Gobez, 1992). A ligação do zinco com o cobre dos eletrodos forma uma camada
de latão, que possui propriedades mecânicas inferiores ao cobre ocorrendo então o
achatamento dos eletrodos, que por sua vez resulta em diminuição da densidade da
corrente e do botão de solda. A soldabilidade do galvanneal é maior que a do
galvanizado já que é mais difícil para a liga Fe-Zn reagir com o eletrodo, aumentando
inclusive a vida dos eletrodos. Na soldagem de chapas revestidas com zinco a vida
dos eletrodos é bastante reduzida devido à reação entre o zinco e o cobre dos
eletrodos. No caso de chapas galvanizadas o impacto pode ser a redução da vida do
eletrodo para 1500 a 2000 pontos, pouco se comparados aos de cerca de 10.000
(*)
pontos quando da utilização de chapas nuas (Kelley, 1988).
(*)
valor discutível, na prática industrial se encontra entre 3000 e 4000 pontos de solda.
58
Williams (1972) sugeriu que diversos danos ao processo podem ser acarretados pela
degradação dos eletrodos de solda durante a solda de chapas revestidas com zinco,
como por exemplo:
•
Amolecimento da superfície do eletrodo;
•
Recristalização do material do eletrodo sob sua superfície
•
Achatamento do eletrodo (conhecido como mushrroming);
•
Ligação entre o revestimento e o eletrodo;
•
Aparecimento de cavidades na superfície do eletrodo.
A soma desses fatores leva ao aumento do diâmetro da face do eletrodo. Para uma
corrente de solda constante, isso resulta em uma diminuição do diâmetro do botão de
solda, até que o botão tenha um tamanho abaixo do inaceitável. O crescimento do
eletrodo pode ser aproximado a, na maioria dos casos, a um processo de dois
estágios, embora três estágios de crescimento possam ser definidos em certas
instâncias (Figura 30).
Figura 30 – Crescimento do eletrodo durante teste de vida (Williams & Parker, 2004)
Mais recentemente, Parker et al (1998) propuseram que o amolecimento dos
eletrodos, quando soldando com parâmetros simples de solda, é resultado dos
processos de recuperação que reduzem a dureza na face do eletrodo. Quando um
metal ou liga é trabalhado a frio, como na construção dos eletrodos de solda, a maior
proporção da energia usada no processo é dissipada na forma de calor.
59
Entretanto, uma pequena porção de energia é armazenada no material, na forma de
pontos defeituosos, que possuem a tendência ao retorno do metal à sua forma
original. A recuperação é definida como alteração nas propriedades produzida por
trabalho a frio, afetando a microestrutura do material.
3.3.3.4 Efeitos do material dos eletrodos
O material mais utilizado para os eletrodos de solda são ligas de cobre, em virtude de
apresentarem a melhor combinação de alta resistência e dureza combinadas com boa
condutividade elétrica e térmica (mínimo 80% IACS – International Annealed
Cooper Standard). Das ligas de cobre utilizadas, as mais populares são Cu-Cr, Cu-CrZr e Cu. Kimchi et al (1992) e Gedeon (1984) propuseram que alguns materiais de
eletrodos têm melhores resultados para a vida do eletrodo. Connel (1981) indicou que
eletrodos de Cu-Cr-Zr têm melhores resultados na solda de chapas com revestimento
de zinco que eletrodos de Cu-Cr. Isso é atribuído à segregação do zircônio aos limites
do grão, limitando assim a formação de liga entre o eletrodo e o revestimento.
Entretanto, os resultados obtidos são dependentes das condições de solda (Chang &
Zhou, 2003), por exemplo, a utilização de condições “quentes” de solda, que
resultam em altas temperaturas na interface eletrodo/chapa, são obtidos melhores
resultados com a liga Cu-Cr. Segundo Williams (1978) o uso de correção de corrente
(stepper) pode aumentar a vida do eletrodo. Recentemente, Waddel & Williams
(1997) demonstraram que o uso do stepper resulta em um maior número de pontos de
solda dados por um determinado par de eletrodos, de cerca de 1600 para 5000
pontos, no caso de eletrodos Cr-Zr. Parker et al (1998) indicaram que, em geral, ligas
formadas em eletrodos de Cu-Cr-Zr usados na soldagem chapas revestidas por zinco
por imersão (hot-dip) há a formação de três camadas, conforme Figura 31.
60
Figura 31 – Formação de liga nos eletrodos na soldagem de chapas revestidas de
zinco por imersão (hot-dip) (Williams & Parker, 2004)
Uma camada relativamente fina, de cerca de 15 µm de espessura, tem a aparência da
face conforme os limites dos grãos. A camada mais espessa, intermediária, tem
aparência similar com espessura de 40 µm, enquanto a camada mais externa aparenta
ter uma morfologia granular, de espessura de ~ 20 µm..
A diferença no comportamento do zinco por eletrodeposição em relação ao zinco por
imersão não é muito clara, e alguns investigadores, como Dickinson (1981),
defendem uma maior vida do eletrodo no caso de zinco por eletrodeposição, ao passo
que outros como Natale (1986) não encontraram grandes diferenças.
61
Dupuy et al (1998) sugeriu que durante a solda, a camada de zinco eletro depositada,
localizada sob o eletrodo de solda, é convertida em uma liga Fe-Zn, reduzindo assim
a possibilidade de reações entre o revestimento e o eletrodo.
Branco & Okimoto (2005) investigaram a influência do desgaste dos eletrodos na
qualidade do ponto de solda, na soldagem de chapas galvanizadas por imersão, em
experimento com quatro tipos de capas de eletrodos, conforme especificação
mostrada na Tabela 9 abaixo.
Tabela 9 – Tipos de capas de eletrodos utilizadas no ensaio (Branco & Okimoto,
2005)
Capa Composição % Elementos Processo de Fabricação
A
B
C
D
CuZr
CuCrZr
CuZr
CuAl2O3
Classe RWMA
RWMA 1 (classe 1)
RWMA 2 (classe 2)
0,15 - 0,20 % Zr
1 % Cr - 0,25 % Zr
0,15 - 0,20 % Zr
1,1 % Al2O3
Descrição
Cobre - Zircônio CuZr
(0,15 % - Zr)
Cobre - Cromo CuCr
(1% - Cr)
estampado a frio
usinado
estampado a frio
estampado a frio
Condutividade Dureza
Mecanismo
(I.A.C.S.)
(HB) envelhecimento
90%
70HB
precipitação
85%
83HB
precipitação
RWMA 2 (classe 2)
Cobre Cromo Zircônio
(1% Cr - 0,25% Zr)
85%
83HB
precipitação
RWMA 20 (classe 20)
A1-60
Cobre Resistente por
dispersão CuAl2O3
(1,1% Al2O3)
85%
75HB
precipitação
Branco & Okimoto (2005) concluíram que as capas D (Cu-Al2O3) e C (Cu-Zr – classe
1) apresentaram os melhores resultados de soldagem quanto o número de pontos que
estas capas conseguem soldar antes de atingirem um diâmetro mínimo do ponto de
solda. As capas de composição Cu- Al2O3 mostraram-se extremamente eficientes,
sendo isto atribuído ao endurecimento por dispersão, que garante manutenção da
dureza nas temperaturas atingidas durante as soldagens e como conseqüência um
menor aumento no diâmetro da ponta do eletrodo.
62
Além disso, as condições a que ficam expostas as capas na soldagem de chapas
galvanizadas promovem o seu desgaste, com formação de crateras e uma camada
contínua de latão na sua superfície. A cratera causa impressões no ponto de solda e
foi observado em todas as capas. Após o aparecimento das crateras (a partir dos 300
pontos de solda), os pontos de solda formados tendem a serem formados sob a área
delimitada pelas crateras formadas. Um exemplo da degradação da capa de eletrodo
tipo A pode ser visto na Figura 32.
Figura 32 – Pontos soldados com capa de eletrodo tipo A (Branco & Okimoto, 2005)
63
4. PROJETO DA JUNTA SOLDADA
4.1 Engenharia simultânea na soldagem
A junta soldada pode ser definida como uma montagem onde os componentes são
unidos por solda, segundo a RWMA (1989). Como exemplos têm-se pontes,
estruturas metálicas, elementos de máquinas, carrocerias de automóveis. O objetivo
básico do projeto da junta soldada é garantir que: esta atenda os requisitos de
funcionalidade e a confiabilidade e segurança requeridas e seja capaz de ser
fabricada, inspecionada, transportada e posta em trabalho com os menores custos
possíveis. O projeto de uma junta soldada deve ser baseado em alguns pilares como
base, como por o material, o projeto e a montagem e o processo. Esse cenário em que
deve ser desenvolvido o projeto da junta soldada é mostrado na Figura 33.
Figura 33 – Cenário dos pilares base para o projeto da junta soldada
(Batalha, G., notas de aula)
64
Como podem ser visto, os três pilares têm uma ligação entre si. O projeto e o
material devem resultar em uma peça soldada com qualidade e segurança; o material
e o processo devem ser pensados para que os materiais possam ser soldados nas
condições atuais de tecnologia e máquinas. E finalmente, o projeto e o processo
devem ser feitos de maneira que exista um processo disponível para esse
determinado projeto, sem a necessidade de invenções ou soluções de altos custos.
Esses custos incluem: projeto; materiais; fabricação; inspeção; operação; reparos;
manutenção do produto. O projetista da junta soldada deve possuir certo
conhecimento e experiência em algumas áreas (adicionais aos conhecimentos do
produto ou estrutura): corte e estampabilidade de metais; montagem de componentes;
preparação e fabricação de junções de solda; critérios de aceitação; inspeção; testes
mecânicos e avaliação da solda. Além dos requisitos citados, noções e conhecimentos
gerais são necessários em:
•
Propriedades mecânicas e físicas dos metais;
•
Processos de solda, custos e variações nos procedimentos de soldagem;
•
Metais de enchimento e efeitos térmicos da solda;
•
Efeitos da concentração de tensões e restrições;
•
Controle de distorções;
•
Comunicação entre o projeto e o cliente (inclusive simbologia de solda);
•
Normas de soldagem e segurança aplicáveis.
Engenheiros responsáveis por projetos da junta soldada de estruturas e elementos de
máquinas devem possuir e aplicar continuamente conceitos de uso eficiente de aço,
alumínio e outros metais na solda, projeto para flexibilidade ou rigidez apropriadas
em cordões de solda ou estruturas; projetos com resistência torsional e considerações
práticas da solda e seleção apropriada, de acordo com a necessidade da aplicação,
conforme o Welding Manual da AWS (1995). Uma forma de minimização dos custos
e aproveitamento de soluções já desenvolvidas é a verificação de projetos existentes,
e assim de uma variedade de itens conforme listados abaixo. (Matayoshi, C., 2005)
65
4.2 Análise de projetos existentes
No projeto de uma estrutura ou máquina nova devem ser obtidas informações sobre
unidades similares e de outros fabricantes, e caso o novo projeto seja a substituição
de um existente as resistências e pontos falhos do projeto existente devem ser
primeiramente determinados.
4.3 Determinação das condições de carregamento
Os requisitos de funcionamento da solda e as condições de trabalho que resultem em
sobrecarga devem ser averiguadas.
4.4 Principais fatores de projeto
No desenvolvimento do projeto o projetista deve considerar como as decisões
tomadas afetarão as operações de produção, custos de manufatura, desempenho do
produto, aparência, e aceitação do consumidor. Muitos fatores são considerados de
relevância no projeto, como:
• O projeto deve satisfazer apenas os requisitos de resistência e rigidez, pois o
superdimensionamento causa perda de material e aumento dos custos de produção;
• O coeficiente de segurança deve ser realístico;
• Boa aparência pode ser necessária (apenas em áreas visíveis);
• Seções simétricas devem ser utilizadas para aumentar a resistência à flexão;
• Seções tubulares devem ser utilizadas para carregamentos de torções;
• Acessos para manutenção devem ser previstos;
• Devem ser especificados componentes padronizados e comercialmente disponíveis.
A partir dos requisitos do produto em relação ao diâmetro dos pontos de solda e sua
resistência requerida, é possível a determinação do lóbulo de solda, tomando-se como
base os diâmetros críticos de expulsão (limite superior) e solda fria (limite inferior),
como mostrado na Figura 34.
66
Corrente de solda, kA
Expulsão
t
Y
t1
Y1
Solda fria
Solda fria
t1
dfrio
t2
tempo de solda [ciclos]
Expulsão
dexpulsão
Diâmetro da solda
Figura 34 – Determinação do lóbulo de solda no projeto da junta soldada
(Batalha, G., comunicação pessoal)
4.5 Projetando a junta soldada (AWS, 1995)
Para um projetista familiarizado com fundidos e forjados o projeto da solda pode
parecer complexo em virtude das muitas possibilidades de escolha. Entretanto uma
das vantagens do projeto da solda é justamente sua flexibilidade. Alguns pontos
podem ser seguidos:
• Projeto para um fácil manuseio de materiais, ferramental com custo otimizado e
acessibilidade das junções para uma solda confiável;
• Estabelecer tolerâncias realísticas baseadas em uso e serviços;
• Minimizar o número de peças.
O projeto da junção deve ser selecionado primeiramente com base nos requisitos de
carregamento. Entretanto, variáveis em projeto e lay out podem substancialmente
afetar custos. Geralmente podemos aplicar as seguintes regras:
• Selecionar a junção que requer a menor quantidade de metal de solda;
• Usar, quando possível, junções com penetração parcial de solda;
• Projetar a montagem e a junção com bom acesso para a soldagem.
67
4.6 Simbologia de solda
Símbolos normalizados são usados universalmente para indicar a informação da
solda desejada em desenhos de engenharia. Um símbolo de solda, por exemplo, pode
ser usado para especificar o tipo da solda, a forma da junção, o tamanho da solda, o
processo de soldagem, a seqüência de operações, o comprimento da solda e outras
informações.
Existem ainda casos em que todas as informações não podem ser mostradas em um
único símbolo, e notas suplementares ou detalhes dimensionais (ou ambos) são às
vezes necessários. Os requisitos dos testes de solda não destrutivos também podem
ser indicados por símbolos, assim como determinado método de inspeção.
4.6.1 Símbolos básicos de solda
Os termos símbolo de solda e símbolo de soldagem têm significados diferentes. Um
símbolo de solda indica o tipo de solda requerida, conforme mostrado na Figura 35.
68
Figura 35 – Símbolos básicos de solda (Okumura & Taniguchi, 1982)
O símbolo de soldagem indica, além da solda requerida, informações suplementares,
conforme podemos na Figura 36.
69
Figura 36 – Localização padrão dos elementos em um símbolo de soldagem
(Okumura & Taniguchi, 1982)
Um símbolo completo de soldagem contém informações sobre as dimensões da
solda, linhas de referência, setas, símbolos básicos de solda, símbolos suplementares,
símbolos de acabamento, especificações e processos ou outras referências.
70
5. MODELAGEM DA FALHA DAS JUNTAS DE SOLDA A PONTO
5.1. Modos de falhas das juntas soldadas
Zhou et al (1999) estudaram os modos de falha em testes estáticos, constatando a
existência de cinco diferentes modos, conforme mostrado nas Figuras 37 e 38.
Figura 37 – Curva força em função do deslocamento, modos de falha A e B
(Zhou et al, 1999)
Os modos de falha A e B representam uma falha no material base, portanto é um
modo indesejável, pois essas curvas poderiam ser conseguidas em um ensaio de
tração comum. Esses resultados são encontrados geralmente em corpos de prova
estreitos.
71
Figura 38 – Curva força em função do deslocamento, modos de falha C, D e E
(Zhou et al, 1999)
Os modos C, D e E de falha são resultados do destacamento do ponto de solda,
rasgamento da chapa na ZTA ou ainda do cisalhamento do ponto na superfície de
colapso, sendo desejáveis para a maioria das aplicações da solda por resistência
(Damasco et al, 1996).
72
Ainda segundo Zhou et al, (1999), a dimensão que mais afeta a resistência da junta
no caso de cisalhamento por tração é a largura do corpo de solda, e após uma
comparação entre as dimensões existentes através de diversas normas chegou-se à
representação da Figura 39.
Figura 39 – Comparação das dimensões existentes de referência – corpos de prova
para ensaio de tração (Zhou et al, 1999)
Lin et al (2002) e Lin et al (2003) estudaram o comportamento do ponto de solda sob
a ação de carregamentos combinados de cisalhamento e tração. Foi verificado que
para um carregamento próximo ao limiar do teste de tração a falha ocorre na ZTA, ao
longo da borda do botão. Para o caso do carregamento combinado (cisalhamentotração) a falha ocorre próxima à borda do botão, na região do metal base.
Birch & Alves (2000) investigaram o comportamento da junta soldada em um corpo
de prova sob carregamento de tração (cisalhamento). Mantendo-se os parâmetros
geométricos, a velocidade de tracionamento pode gerar diferentes modos de falha na
junta, conhecidas como:
73
•
Falha por rasgamento simples ou single shearing T (modo D da Figura 38),
em que o ponto de solda permanece intacto e é produzido um rasgo alongado
em uma das chapas;
•
Falha por cisalhamento do ponto de solda ou shear plugging P (modo E da
Figura 38), em que há a fratura do ponto de solda, e cada porção do botão
permanece em uma chapa;
•
Falha por rasgamento duplo ou double tearing D (uma variação do modo D
na Figura 38) que se assemelha ao rasgamento simples com a diferença de
que as duas chapas são rasgadas.
Zhang et al (2001) mediram as grandezas obtidas em um ensaio de tração com taxas
de deslocamento próximas ao cenário de teste de impacto. Observou-se que a
resistência do ponto à carga de impacto aumenta com o diâmetro do botão (Aslanlar,
2004), que a orientação do ponto tem pouca influência na forma de ocorrência da
falha e que as descontinuidades totalmente internas ao botão de solda não deterioram
a resistência do ponto (Markiewicz & Drazétic, 2003). Para a fadiga do ponto, Sevim
(2004) mostrou que a vida em fadiga é expressa normalmente em termos de
densidade de tensões, ou intensidade dos fatores de tensões.
5.2 Modelagem da resistência mecânica do ponto de solda
Segundo Williams & Parker (2004), alguns fatores necessitam ser considerados no
desenvolvimento de um modelo:
•
As alterações que ocorrem de maneira contínua nas áreas de contato entre os
eletrodos e as chapas durante o ciclo de solda, devido à deformação dos
eletrodos como conseqüência da força aplicada e/ou tipo de eletrodo. Esses
efeitos alteram a densidade de corrente média através das interfaces,
influenciando a taxa de geração de calor;
•
A diminuição da resistência de contato conforme se aumenta a força aplicada.
A resistência de contato depende da forma do eletrodo e de alterações na
distribuição da temperatura entre os eletrodos.
•
A distribuição da corrente nos eletrodos de solda.
74
Combescure et al (2003) apud Nakano (2005) propuseram uma formulação para a
identificação e aplicação de modelo do comportamento a junta quando submetida a
carregamento simulando uma colisão veicular. Tal modelo propõe-se a prever um
tipo dúctil de falha, com o modo de rasgamento da chapa no material base ao redor
do ponto de solda. Como critério de falha adotou-se uma formulação baseada na
mecânica do dano, cujo comportamento do material é elasto-plástico. A modelagem e
a experimentação foram executadas e correlacionadas para as situações de
carregamento de rasgamento, cisalhamento e descascamento.
Lin et al (2002) investigaram as cargas de falha em pontos de solda sob condições de
carregamento combinado, e os resultados experimentais mostraram que sob carga
apenas de arrancamento a falha de cisalhamento ocorre na ZTA, ao longo da
fronteira do botão e no caso de carregamento combinado ocorre próxima ao botão, na
área deformada plasticamente do metal base. O modo de falha é expresso em função
do limite de resistência do metal base, do tamanho do botão de solda, da espessura da
chapa, do ângulo de carregamento e de um coeficiente empírico para um dado
programa de solda.
Após uma análise do limite inferior de carregamento para investigar os efeitos da
combinação da carga, da espessura da chapa e do raio do botão de solda na falha foi
proposta uma fórmula de engenharia caracterizando a capacidade de carga dos pontos
de solda. Os corpos de prova foram feitos conforme Wung (2001), e mostrados na
Figura 40.
Figura 40 – Corpo de provas de tração axial (Wung, 2001), apud Lin et al (2002)
75
Foram estudados quatro ângulos de aplicação da carga: 0°, 22°, 45° e 60°, e em o
pico de carga decresce com o aumento do ângulo de carregamento, tanto para 1,0
mm como para 1,5 mm. Segundo Lin et al (2002), mm geral a falha deveria ser
expressa em função das condições de carregamento, propriedades do material,
diâmetro do botão, espessura das chapas, e parâmetros da solda. Foi analisada apenas
a metade inferior do botão de solda, com a decomposição da carga máxima
normalizada ( P ) em uma componente de arrancamento e uma de cisalhamento ( N e
S , respectivamente), conforme mostrado na Figura 41.
Figura 41 – Botão de solda, carga resultante P e tensões médias (Lin et al, 2002)
(Lin, S-H., Pan, J., Tyan, T, Prasad, P, 2003)
A investigação culminou com a proposta de uma equação para caracterizar as cargas
de falhas em função resistência a tração do metal base, mostradas nas equações 3 e 4.
Para 1,0 mm de espessura:
P = 2π .r.t.U .
1
1 + 0,203.sen 2φ
Para 1,5 mm de espessura:
(5)
76
P = 2π .r.t.U .
1
1 + 0,333.sen 2φ
(6)
Onde r é o diâmetro do botão, t a espessura da chapa, U o limite de resistência do
metal de base e φ o ângulo de aplicação da carga. Os autores verificaram, através de
um exame na micrografia de corpos de prova, que a falha no ponto de solda se inicia
com uma trinca que cresce sob uma condição de carregamento plástico.
Vandenbossche (1977) estudou um corpo de prova por sobreposição, com um ponto
de solda de diâmetro d aplicado no centro dessa sobreposição, conforme Figura 42.
Figura 42 – Corpo de prova por sobreposição para ensaio de tração por cisalhamento
(Vandenbossche, 1977)
Esse modelo será aplicado em aços BH e comparado com outros modelos que
relacionam a espessura e o diâmetro mínimo do ponto. Foi aplicada uma força F nas
extremidades do corpo de prova, e essa aplicação resulta em uma rótula plástica,
onde o eixo do ponto de solda é rotacionado para que a linha de força passe sobre o
ponto, como mostrado na figura 43.
77
Foram consideradas as seguintes propriedades:
SyMB = tensão de escoamento do metal base
SyMS = tensão de escoamento do metal soldado
SyZTA = tensão de escoamento na ZTA
Fp
α
d
t 
d 
α = arcsen  
Este
trabalho
Fp
Figura 43 – Formação da rótula plástica (Vandenbossche, 1977)
O modo de falha depende das tensões relativas entre a interface de solda e a ZTA, e
os dois níveis podem ser comparados através do critério de Máxima energia de
distorção de Henky – Huber - Von Mises (Vandenbossche, 1977) para o cálculo da
tensão equivalente, que é então comparada com as tensões requeridas para falhar.
Para a determinação da tensão na interface foi construído um diagrama das forças
atuantes nos corpos (Figura 44), com a decomposição das forças em carga de tração e
carga de cisalhamento.
78
Onde :
P = F .senα
(7)
V = F . cos α
(8)
t
d
(9)
α = arcsen
Figura 44 - Diagrama das forças atuantes nos corpos (Vandenbossche, 1977)
A tensão equivalente na interface da solda é: (para a relação 0< t/d ≤1/3)
σ el =
3. F
d2
(10)
Se a solda falha na ZTA, certo volume de metal é empurrado para fora de uma ou das
duas chapas, com a forma aproximada de um cilindro, conforme foi utilizado nos
cálculos, e mostrado na Figura 45.
Figura 45 - Distribuição de tensões no botão de solda a ponto (Vandenbossche 1977)
79
A tensão na ZTA é dada por:
σ eZTA =
Sy PM .w.t  d 1 
. + 
2.d 2  t 2 
(11)
A distorção de energia prevê que a falha ocorrerá quando a tensão equivalente em um
ponto determinado exceder o critério limite. Se for escolhido o limite na interface ou
na ZTA como o critério de falha do ponto de solda as equações 11 e 12 podem ser
usadas para prever onde a falha ocorrerá primeiro.
σ e interface =
σ e ZTA =
3.Sy MB .w.t
2.d 2
Sy MB .w.t  d 1 
. + 
2.d 2  t 2 
(11)
(12)
Substituindo SyMS por σeI e SyZTA por σeZTA e rearranjando os termos tem-se duas
equações que relacionam a razão diâmetro da solda – espessura do metal com as
propriedades independentes do corpo de prova..
A equação 11 se torna:
2
 d  3.SyMB .w
  =
2.SyMS .t
t
(11A)
E a equação 12:
2
d 
 
 t  = Sy MB .w
 d 1  2.Sy ZTA .t
 + 
 t 2
(12A)
80
Combinando as duas equações chega-se à faixa de variações da relação d/t:

Sy .w  d
Sy MB .w 1
1,5. MB  ≤ ≤
+
Sy
.
t
t
2
.
Sy
.
t
2
MS
ZTA


(13)
Conclui-se que o diâmetro crítico da solda para a razão de espessuras está mostrado
na equação 14:

Sy .w 
d 
  = 1,5. MS 
Sy MS .t 
 t c 
1
2
(14)
Vandenbossche (1977) concluiu então que caso o valor de SyMS seja constante ou
uma função de SyMB, então a razão crítica d /t deve ser diretamente proporcional ao
limite de escoamento do metal base.
O diâmetro mínimo requerido para falha na ZTA é função também da resistência do
metal, espessura e largura da junção, e isso resulta em uma equação que permite
relacionar a razão diâmetro-espessura com a carga de ruptura de um ponto de solda.
1
2
Sy MB
d 
w
=  0,54.
.  + 3,0
t 
1,54.Sy MB + 572 MPa t 
(15)
A carga limite de falha para a solda é determinada pela relação:
L=
Sy MB .w.t
2
(16)
81
A AWS (1995) propõe um modelo de correlação entre o diâmetro mínimo do ponto
de solda e a espessura da chapa, para aços baixo carbono, conforme se pode ver na
equação 17.
d=3.t - 1,5 mm
(17)
Para a indústria automotiva, os valores determinados por esse modelo são menores
que os mínimos requeridos para as espessuras (de 0,5 mm a 3,0 mm). Entretanto,
para poder-se comparar e analisar esses valores, serão feitos os cálculos para as
espessuras utilizadas nesse trabalho e comparados aos valores determinados por esse
modelo, assim como aos valores de Vandenbossche (1977).
Como modelo final a ser considerado nesse trabalho tem-se conforme norma
ISO/DIS 14373 (2004) a relação descrita pela equação 18.
d = a. t
(18)
O coeficiente a pode variar de 3,5 a 6, e as curvas feitas com esses valores e com as
espessuras utilizadas nesse trabalho serão igualmente comparadas com os demais
modelos, e inseridos graficamente no modelo de Vandenbossche.
82
6. MATERIAIS E METODOLOGIA EXPERIMENTAL
Para os testes de solda foi escolhida uma MSPP tipo “C”, modelo 360008-02 (Figura
46), instalada na planta da General Motors em São Caetano do Sul, São Paulo.
Figura 46 – MSPP 360008-02 – [General Motors do Brasil]
A MSPP está instalada em um TSP marca Roman, modelo F466170JL5335WX, de
170 kVA de potência, montado em painel de solda marca Bosch, modelo PSS5100115 C-I/O –ethernet wire. Para a calibração dos parâmetros de solda foram utilizados
um equipamento para inclusão dos parâmetros desejados marca REXROTH, modelo
BT-6, e um equipamento para a verificação dos parâmetros reais na MSPP, marca
MIYACHI. Em seguida, os parâmetros da tabela de referência (Tabela 10) foram
divididos em três grupos, abrangendo até uma espessura governante de 1,60 mm,
valor que engloba cerca de 80% da chapas soldadas em uma carroceria automotiva.
83
Tabela 10 – Parâmetros de Solda de Referência – divisão dos grupos
pause
total time
hold
Welding
current
weld
Required
Squeeze
Governing
thickness
EG
force
F
Group
mm
N
Lb
Ka
cycle = 1/60 seg
1
2
3
4
5
6
0,75 - 1,10
1,11 - 1,35
1,36 - 1,60
1,61 - 1,80
1,81 - 2,10
2,11 - 2,40
2937
2937
3916
4403
5382
6360
0
0
0
990
1210
1430
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0
0
0
0
0
0
I
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
min dist
spots
min.
nugget
diam.
a
mm
d
mm
0
0
0
0
0
0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
electrode
minimum flange
i
e i
mm
f i
mm
mm
mm
mm
0
0
0
0
0
0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0,0
0
0
0
0
0
0
A partir da definição dos grupos e consequentemente das espessuras governantes,
foram realizados os testes de solda utilizando-se os materiais mostrados na Tabela 11
cujos certificados podem ser vistos no Anexo 1.
Tabela 11 – Materiais utilizados nos testes de solda
Tipo
BGA OL GM 45A45 GMB EMS 1508
EMS - ME - 1508 - 45A45
EMS - ME - 1508 - EEP
EMS - ME-1508 - 210 BH - 45A45A
EMS - ME - 1508 - 180 BH
EMS - ME- 1508 - EEP - PC
Ensaio de revestimento (BGA)
2
2
mm LE [MPa] LR [Mpa] Superior [g/m ] Inferior [g/m ]
Espessura [MM]
0,80
164
310
51
51
1,00
155
284
52
52
1,20
162
300
61
66
1,30
248
343
54
54
1,50
221
327
66
59
2,00
164
297
61
59
BF OU BFF
Bobina sem revestimento
BZ
Bobina zincada a quente zinco puro nos 02 lados
BGA
Bobina zincada a quente zinco + ferro nos 02 lados
BEG
Bobina zincada eletrolítica zinco puro em 01 lado ou 02 lados
BEG(50G00GU)
Bobina zincada em 01 lado
50
Camada de revestimento = 50 g/m2
G
Zinco puro no revestimento
U
Acabamento para peça interna
BEG(50G50GE)
Bobina zincada nos 02 lados
E
Acabamento para peça externa
BGA(54A54AE)
Bobina zincada nos 02 lados
54
Camada de revestimento = 54 g/m2
A
Liga zinco+ferro no revestimento
FS
Acabamento de superfície fosco
Em
Adequada para estampagem média
EP
Adequada para estampagem profunda
EEP
Adequada para estampagem extra profunda
EEP-PC
Adequada para estampagem de peça crítica
IF
Adequada para estampagem de peça super crítica
84
Preparados os materiais dos testes e definidos o local e a MSPP a serem utilizada,
cada grupo foi detalhado em função de combinações de espessuras usuais em
carrocerias e o equipamento programado com os parâmetros correspondentes. Foi
feito um total de 48 corpos de prova com um ponto de solda no centro da
superposição das chapas, identificados e separados por Grupo. Os corpos de prova
após o teste de tração são mostrados na Figura 47.
Figura 47 – Corpos de prova após o ensaio de tração
85
Os diâmetros dos botões foram medidos com paquímetro digital TESA, modelo
8H268106, e os valores médios calculados (e então corrigidos pelo fator t de
Student). O valor desse fator para uma confiabilidade de 95% é 2,015. A compilação
desses valores pode ser vista nas Tabelas 12 e 13. Esse fator corrige o erro dos
resultados, por tratar-se de uma amostra pequena de corpos de prova.
Tabela 12 – Grupo de Testes 1 – diâmetros reais dos pontos de solda
Diâm. Mín. do botão
Grupo 1
Espessura
(mm)
Corpo
n°.
Teórico
Real
0,80 x 0,80
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
5.53
7.05
6.86
6.32
6.03
6.49
6.70
6.67
6.38
6.98
6.25
6.85
6.68
6.80
6.78
6.39
6.95
6.87
6.75
6.83
6.59
0,80 x 1,00
0,80 x 1,20
0,80 x 1,50
Diâmetro
mínimo
médio
6.36
6.58
6.70
6.80
σ
t.σ
x±t.σ
0.42
0.35
0.25
0.02
0.17
0.04
0.05
0.04
0.09
0.18
0.15
0.08
0.01
0.05
0.04
0.16
0.08
0.04
0.03
0.02
0.11
0.85
0.71
0.50
0.04
0.34
0.08
0.10
0.08
0.18
0.36
0.30
0.16
0.02
0.10
0.08
0.32
0.16
0.08
0.06
0.04
0.22
7.21 - 5.51
7.07 - 5.65
6.86 - 5.86
6.40 - 6.32
6.70 - 6.02
6.66 - 6.50
6.68 - 6.48
6.66 - 6.50
6.76 - 6.40
6.94 - 6.22
6.88 - 6.28
6.78 - 6.62
6.71 - 6.69
6.75 - 6.65
6.74 - 6.64
6.86 - 6.54
6.88 - 6.72
6.84 - 6.76
6.83 - 6.77
6.82 - 6.78
6.91 - 6.69
Tabela 13 – Grupo de Testes 2 – diâmetros reais dos pontos de solda
Diâm. Mín. do botão
Grupo 2
Espessura
(mm)
1,20 x 1,20
1,20 x 1.30
1,30 x 1,50
1,30 x 2,00
corpos
Teórico
Real
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
37
38
39
40
41
42
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
6.85
6.80
6.60
6.86
7.12
6.99
7.01
7.23
7.05
6.94
6.97
7.10
6.68
7.59
7.53
7.67
6.90
7.29
7.84
7.64
7.62
Diâmetro
mínimo
médio
6.85
7.03
7.31
7.46
Desvio
padrão
0.00
0.03
0.13
0.01
0.14
0.02
0.01
0.09
0.01
0.04
0.03
0.11
0.32
0.14
0.11
0.18
0.28
0.09
0.19
0.09
0.08
t.σ
x±t.σ
0.00
0.06
0.26
0.02
0.28
0.04
0.02
0.18
0.02
0.08
0.06
0.22
0.64
0.28
0.22
0.36
0.56
0.18
0.38
0.18
0.16
6.85
6.91 - 6.79
7.11 - 6.59
6.87 - 6.83
7.13 - 6.57
7.07 - 6.99
7.05 - 7.01
7.21 - 6.85
7.05 - 7.01
7.11 - 6.95
7.09 - 6.97
7.42 - 7.20
7.63 - 6.99
7.45 - 7.17
7.42 - 7.20
7.49 - 7.13
8.02 - 6.90
7.64 - 7.28
7.84 - 7.08
7.64 - 7.28
7.62 - 7.30
86
Para o Grupo 3 decidiu-se pela utilização dos mesmos parâmetros do grupo 2, no
intuito de verificar e confirmar a importância do uso correto dos parâmetros de solda
para cada tipo de espessura governante. Os valores são mostrados na Tabela 14.
Tabela 14 – Grupo de Testes 3 – diâmetros reais dos pontos de solda
Diâm. Mín. do botão
Grupo 3
Espessura
(mm)
1,50 x 1,50
2,00 x2,00
Corpo
Força Corrente
n°.
43
660
11.0
44
660
11.0
45
660
11.0
46
660
11.0
47
660
11.0
11.0
48
660
Compressão
Solda
Retenção
Pausa
Teórico
Real
11.0
11.0
11.0
11.0
11.0
11.0
11.0
11.0
11.0
11.0
11.0
11.0
2.2
2.2
2.2
2.2
2.2
2.2
6.6
6.6
6.6
6.6
6.6
6.6
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
-
Como já citado, após os testes de solda os corpos de prova foram submetidos a um
teste de tração feito no laboratório da área de Qualidade de Peças de Fornecedor da
GMB. O ensaio foi feito em uma máquina INSTRON, MODELO 4482, capacidade
de 10 toneladas, a uma velocidade de 10 mm/min. Os resultados foram colhidos e
impressos através do software Instron Series IX Automated Materials Tester –
version 8.08.00 e os valores obtidos por cada grupo de parâmetros estão mostrados
no Anexo I.
Foram feitas as micrografias de alguns corpos de prova, com diferentes combinações
de espessuras de chapa, como segue:
- C.P. n° 2: 0,80 mm x 0,80 mm;
- C.P. n° 17: 0,80 mm x 1,50 mm;
- C.P. n° 27: 1,20 mm x 1,30 mm;
- C.P. n° 39: 1,30 mm x 2,00 mm.
As micrografias dos corpos de prova estão mostradas na Figura 48.
87
CP 2
CP 27
CP 17
CP 39
Figura 48 – Micrografia dos corpos de prova n° 2, 17, 27 e 39
Pode-se ver a boa penetração do botão de solda, apesar da visível indentação (que
pode ser minimizada com o ajuste dos parâmetros de solda). Houve entrelaçamento
granular, com estrutura da chapa de perlita com ferrita no contorno de grão
(conforme Figura 49), com transformação na região aquecida. Notou-se a presença
de trincas na região de rompimento da chapa, devido ao esforço causado pelo teste de
tração.
88
Figura 49 – Estrutura granular dos pontos de solda analisados
Com o valor de referência dos diâmetros mínimos retirados da Tabela 1 e os reais
medidos, restaram os valores calculados pelo modelo de Vandenbossche para que os
resultados dos ensaios pudessem ser devidamente analisados, baseando-se na Tabela
6.
Usando-se a Equação 15 já descrita, tem-se para uma espessura governante de 0,80
mm e SyMB = 164 MPa.
1
2
0,54.Sy MB
dc 
 w 
=
.  + 3,0
t 1,54.Sy MB + 572 MPa  t 
89
1
0,54.164
dc 
 40  2
.
=
 + 3,0
0,80 1,54.164 + 572 MPa  0,80 
Tem–se: dc = 4,25 mm.
Para a espessura de 1,00 mm temos que SyMB = 155 MPa.
1
0,54.155
dc 
 40  2
.
=
 + 3,0
1,00 1,54.155 + 572 MPa  1,00 
Tem–se: dc = 5,03 mm.
Para a espessura de 1,20 mm temos que SyMB = 162 MPa.
1
2
dc 
0,54.162
 40 
=
.
 + 3,0 ,
1,20 1,54.162 + 572 MPa  1,20 
Tem–se: dc = 5,86 mm.
Para a espessura de 1,30 mm temos que SyMB = 248 MPa.
1
dc 
0,54.248
 40  2
=
.
 + 3,0
1,30 1,54.248 + 572 MPa  1,30 
Tem–se: dc = 6,22 mm.
90
Para a espessura de 1,50 mm temos que SyMB = 221MPa.
1
2
dc 
0,54.221
 40 
=
.
 + 3,0
1,50 1,54.221 + 572 MPa  1,50 
Tem–se: dc = 7,30 mm.
Finalmente, para a espessura de 2,00 mm temos que SyMB = 164 MPa.
1
dc 
0,54.164
 40  2
=
.
 + 3,0
2,00 1,54.164 + 572 MPa  2,00 
Tem–se: dc = 8,93 mm.
Tem-se então o complemento das Tabelas 15, 16 e 17.
Tabela 15 – Valores de Vandenbossche – Grupo 1
Diâm. Mín. do botão
Grupo 1
Espessura
(mm)
0,80 x 0,80
0,80 x 1,00
0,80 x 1,20
0,80 x 1,50
Teórico
Real
VandenBossche
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
4.4
5.53
7.05
6.86
6.32
6.03
6.49
6.70
6.67
6.38
6.98
6.25
6.85
6.68
6.80
6.78
6.39
6.95
6.87
6.75
6.83
6.59
4.25
4.25
4.25
4.25
4.25
4.25
4.25
4.25
4.25
4.25
4.25
4.25
4.25
4.25
4.25
4.25
4.25
4.25
4.25
4.25
4.25
91
Tabela 16 – Valores de Vandenbossche – Grupo 2
Diâm. Mín. do botão
Grupo 2
Espessura
(mm)
1,20 x 1,20
1,20 x 1.30
1,30 x 1,50
1,30 x 2,00
Teórico
Real
VandenBossche
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
5.0
6.85
6.80
6.60
6.86
7.12
6.99
7.01
7.23
7.05
6.94
6.97
7.10
6.68
7.59
7.53
7.67
6.90
7.29
7.84
7.64
7.62
5.86
5.86
5.86
5.86
5.86
5.86
5.86
5.86
5.86
5.86
5.86
6.22
6.22
6.22
6.22
6.22
6.22
6.22
6.22
6.22
6.22
Tabela 17 – Valores de Vandenbossche – Grupo 3
D iâ m . M ín . d o b o tã o
G ru p o 3
E s p e s s u ra
(m m )
1 ,5 0 x 1 ,5 0
2 ,0 0 x 2 ,0 0
T e ó ric o
Real
VandenBossche
5 .0
5 .0
5 .0
5 .0
5 .0
5 .0
-
7 .3 0
7 .3 0
7 .3 0
8 .9 3
8 .9 3
8 .9 3
Os dados mostrados nas Tabelas 14, 15 e 16, podem ser comparados aos valores
determinados pelos modelos da AWS, ISO e Vandenbossche, e ainda pelos diâmetros
reais medidos nos pontos de solda feitos com os valores de referência da tabela da
General Motors. Essa comparação pode ser vista na Tabela 18.
92
Tabela 18 – Comparação dos modelos estudados com a Tabela 1
PREDITOS
ISO [mm]
AWS
[mm]
VandenBossche [mm]
Tabela
GM
MEDIDOS
ESPESSURA
GOVERNANTE
[mm]
4√t
5√t
6√t
3.t -1,5
0,54.SyMB
dc 
 w  2
=
.  + 3,0
t 1,54.SyMB + 572MPa  t 
teórico
0,8
3,6
4,5
5,4
0,9
4,3
4,4
6,4
1,0
4,0
5,0
6,0
1,5
5,0
4,4
6,4
1,2
4,4
5,5
6,6
2,1
5,9
5,0
6,9
1,3
4,6
5,7
6,8
2,4
6,2
5,0
7,3
1,5
5,1
6,3
7,6
3,0
7,3
5,5
7,3
1
5,7
8,5
7,1
4,5
8,9
6,3
7,3
2,0
* valores de referência para a EG de 1,3 mm, pois não foi possível medir esses valores nos testes, em virtude
da utilização dos parâmetros do grupo anterior da tabela.
Os dados do Modelo da AWS (1995) estão mostrados graficamente nas Figuras 50.
espessura da chapa [mm]
Modelo AWS
2,5
ponto 1
2,0
ponto2
1,5
ponto3
1,0
ponto4
ponto5
0,5
ponto6
0,0
0,0
1,0
2,0
3,0
4,0
5,0
diâmetro do botão de solda [mm]
Figura 50 – Representação gráfica do Modelo AWS (1995) para as espessuras
utilizadas nesse trabalho.
93
A Figura 51 mostra os modelos de Vandenbossche (1977), ISO (2004) e dos pontos
medidos desse trabalho.
ISO / Vandenbossche / Medidos
10,0
Vandenbossche
6√t
espessura de chapa [mm]
8,0
5√t
Medidos
6,0
4√t
4,0
2,0
0,0
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
√t [mm]
Figura 51 – Representação gráfica dos Modelos ISO (2004), Vandenbossche (1977) e
os pontos medidos.
Pode-se observar que os pontos medidos, resultado da aplicação dos parâmetros da
Tabela 1, atendem totalmente os requisitos indicados pelo Modelo ISO (2004) até 5√t
e parcialmente o Modelo de Vandenbossche, até a espessura de 1,3 mm. A
Referência utilizada pela General Motors (4√t.) é totalmente atingida (considerandose o atributo diâmetro do botão de solda).
94
6.1 – Representação gráfica do critério de Vandenbossche
Para análise e comparação das informações obtidas nos ensaios em relação ao
desempenho predito pelo modelo de Vandenbossche para os pontos de solda foram
então inseridos nas figuras desenvolvidas conforme modelo. E esta comparação pode
ser vista na Figuras 52, 53 e 54.
Influência do Limite de Escoamento do Metal de Base
●
Razão Prevista com Fator de Peso
10
Pontos Experimentais VandenBossche
------ Pontos com Regresão Esponencial para Sywm
9
8
7
___
Pontos com Regressão Linear para Sywm
▲
Pontos Bons Neste Trabalho
▲
Pontos Falhos Neste Trabalho
6
5
4
3
2
1
0
0
100
200
300
400
500
600
700
Limite de Escoamento do Metal de Base [MPa]
Figura 52 – Comparação entre dados dos testes e desempenho predito.
Sy MS = f lin ( Sy MB ) =1,54.SyMB + 572 MPa
Sy MS = f log ( Sy MB ) =
ln Sy MB − 3,92
1,69.10 −3
(19)
(20)
95
A Figura 52 mostra uma tendência e um direcionamento de resultados no trabalho
original na região dos pontos de 200 MPa a 400 MPa, podendo ser a princípio
interpretada como equívoco. Tal fato é proveniente do trabalho ter sido feito para
determinados tipos de materiais, no caso aços de alta resistência.
Comparação das Razões Previstas e Experimentais
10
Razão Medida (d/t)
m
9
8
7
6
5
●
4
Pontos Experimentais VandenBossche
------ Se (d/t)m=(d/t)c
3
___
Regressão Linear dos Pontos VandenBossche
2
▲
Pontos Bons Neste Trabalho
1
▲
Pontos Falhos Neste Trabalho
0
0
2
4
6
8
10
Razão Prevista (d/t)c
Figura 53 – Razão diâmetro-espessura predita x real.
d 
d 
  = 
 t M  t c
d 
d 
  = 0,6.  + 1,7
 t C
 t M
(21)
(22)
96
Carga de falha medida (L) [N]
40000
30000
20000
10000
0
0
10000
20000
30000
40000
Carga de falha mínima predita (Fp) [N]
Figura 54 – Carga de falha dos pontos de solda predita x real.
L = Fp
(23)
L =1,08.Fp − 351 N
(24)
97
7. DICUSSÃO DOS RESULTADOS
O desenvolvimento deste trabalho permitiu primeiramente a verificação da aplicação
dos parâmetros iniciais de solda conforme indicados na Tabela 1. Poucos testes são
feitos com esses parâmetros antes de sua alteração e refino de acordo com as
condições reais das máquinas de solda, das peças a serem soldadas e dos demais
equipamentos utilizados na célula de produção (TSP, painel de solda, cabos, entre
outros). Como normalmente não são realizados ensaios e medições dos diâmetros dos
botões de solda nas condições iniciais e sim nas condições de aprovação da solda no
conjunto soldado, o presente trabalho visa preencher essa necessidade, comprovando
a confiabilidade dos parâmetros iniciais.
Os resultados dos testes de tração dos são comparáveis aos modos de falhas
mostrados nas Figuras 24 e 25. Os corpos de prova do Grupo 1 e do Grupo 2
apresentaram modos de falhas do tipo D, onde a chapa de espessura mais fina se
deforma, atinge a fase plástica e se rompe, sendo então um tipo de falha aceitável.
Não foi possível analisar o modo de falha dos corpos de prova, já que os pontos de
solda simplesmente se soltaram no teste. Isso porque os corpos de prova do Grupo 3,
assim como os corpos de prova extras feitos com as chapas de espessuras de 2,00
mm mostraram o real perigo na utilização de parâmetros subdimensionados. Tais
corpos não resistiram à metade da carga suportada pelos demais.
É importante frisar que nesse trabalho os estudos se limitam exclusivamente ao
diâmetro mínimo dos pontos de solda, ficando para trabalhos futuros estudar outros
parâmetros não menos importantes para a obtenção de uma solda de boa qualidade,
como a profundidade da solda (indentação), compressão, o efeito da corrente e do
tempo de solda, entre outros.
98
De posse dos resultados obtidos nesse trabalho, pode-se dizer que os parâmetros
contidos na tabela 1 são efetivamente parâmetros iniciais de programação, devendo
ser refinados e alterados de acordo com as peculiaridades existentes em cada célula
de produção. Ainda sobre a Tabela 1, a utilização de seus parâmetros como ponto de
partida para a solda a ponto mostrou-se eficaz e válida, como indicam os resultados
dos testes de tração e as medidas dos diâmetros dos botões reais, após os testes de
tração.
Os diâmetros críticos (mínimos) calculados para que o modo de falha ocorra na ZTA
foram atendidos em todos os Grupos de corpos de solda e nas situações onde foi
possível realizar a medição dos diâmetros reais dos botões de solda. Desse modo
pode ser feita uma analogia entre o Modelo de Vandenbossche (1977) e a Tabela de
Parâmetros de Referência (Tabela 1), pois os parâmetros iniciais atendem os valores
mínimos para que a solda sofra o modo de falha corretamente. O modelo de
Vandenbossche (1977) indica também a grande importância das propriedades do
material utilizado versus a espessura da chapa. Diante do estudo dos diferentes
modelos apresentados, pode-se questionar sobre a utilização de parâmetros que
resultem em um diâmetro mínimo de botão de solda maior que todos os valores
requisitados. Isso é possível, entretanto torna-se inviável em uma linha de produção,
pois devem ser utilizados valores maiores de tempo de solda (resultando em perda de
volume de produção), valores maiores de corrente (resultando em maior custo de
energia), entre outros. Desse modo, faz-se necessário a utilização dos lóbulos de
solda, que determinam os valores máximos e mínimos dos parâmetros de solda para
que os pontos de solda tenham boa qualidade.
99
8. CONCLUSÕES
Após o desenvolvimento do trabalho, pode-se chegar às seguintes conclusões:
1) Os modelos estudados têm comportamentos diferentes em relação ao modelo de
Vandenbossche, para aços BH revestidos com galvanneal. O modelo determinado
pela AWS resultou em diâmetros de pontos de solda menores que os valores mínimos
considerados, indicando que sua utilização na indústria automotiva não é
recomendada. O modelo da ISO, que engloba diversas faixas de diâmetros, atende os
requisitos para a falha na ZTA para algumas espessuras na condição d = 6.√t. Na
condição de d = 4√t, utilizada pela General Motors, os valores ficam próximos, mas
abaixo dos considerados mínimos pelo modelo de Vandenbossche. Isso não garante
que a falha ocorra na ZTA, mas atende os requisitos da Engenharia de Produtos, não
comprometendo o produto final.
2) Foi verificada a aplicabilidade dos parâmetros de solda iniciais utilizados pela
General Motors nos materiais estudados, assim como verificado o atendimento ao
diâmetro mínimo determinado por Vandenbossche. Os diâmetros reais dos pontos de
solda são maiores que os do modelo nas espessuras de 0,8 mm, 1,0 mm, 1,2 mm e 1,3
mm, já que nas espessuras de 1,5 mm e 2,0 mm foram utilizados propositalmente
parâmetros inferiores que não permitiram a medição dos botões, já que o botão foi
rompido nos testes de tração. Os diâmetros reais dos pontos de solda atendem todos
os valores mínimos estipulados pelos modelos estudados.
100
9. PERSPECTIVAS E TRABALHOS FUTUROS
Novos trabalhos devem ser feitos estudando a influência dos demais parâmetros de
solda, não apenas como parâmetros iniciais, mas também para uma validação após os
ajustes de início de programação.
Novas combinações de revestimentos devem ser analisadas sob o ponto de vista da
soldabilidade, inclusive dando-se ênfase em aços de alta resistência, em virtude do
aumento de estudos sobre a utilização desse tipo de material na indústria automotiva.
Uma comparação entre a resistência e o modo de falha da solda a ponto resistiva e a
solda a laser deve ser feita, assim como a utilização dos modelos.
101
10. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
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