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PGMEC 
PROGRAMA FRANCISCO EDUARDO MOURÃO 
SABOYA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA 
MECÂNICA 
ESCOLA DE ENGENHARIA 
UNIVER...
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TATIANE DE CAMPOS CHUVAS 
ESTUDO DA INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS 
DE TRATAMENTO DE ALÍVIO DAS TENSÕES RESIDUAIS 
POR VIBRA...
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ESTUDO DA INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS DE 
TRATAMENTO DE ALÍVIO DAS TENSÕES RESIDUAIS 
POR VIBRAÇÃO MECÂNICA EM JUNTAS SOL...
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Aos Meus Amados Pais: Nadyr e João Chuvas 
Ao Meu Irmão e Grande Amigo: Rodrigo Chuvas
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Agradecimentos 
Primeiramente à Deus, que sempre está ao meu lado e me dá forças para viver cada dia. 
Aos meus pais, N...
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À USIMINAS pela doação do aço DP600. 
À Empresa White Martins, na pessoa do Engenheiro Jeferson Frederico Monteiro Cost...
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Resumo 
O tratamento de alívio de tensões residuais por vibração é uma nova tecnologia que vem 
se destacando por ser u...
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Abstract 
The stress relieving treatment based on mechanical vibration is a new technology that 
has stood out for bein...
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Lista de Símbolos 
A Área 
F Força 
d Distância interplanar 
e Deformação 
s Tensão 
E Módulo de elasticidade 
q Ângulo...
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Lista de Ilustrações 
Figura 2.1 - Evolução dos diversos tipos de Aços Avançados de Alta Resistência (AHSS) ao longo d...
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Figura 4.13 - Histograma da quarta frequência natural calculada da amostra de 3,30mm: (a) livre; (b) 
engastada. ........
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Lista de Tabelas 
Tabela 2.1 - Relação entre a corrente induzida no shaker e valor da aceleração (Aiko et al, 2005 
mo...
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SUMÁRIO 
1 INTRODUÇÃO ...................................................................................................
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6 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ............................................................. 99 
7 REFERÊNCIAS BIB...
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1 Introdução 
A presença de tensões residuais (TR), geradas em todos os processos de 
fabricação, constitui um dos gra...
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Neste contexto, o tratamento de alívio de tensões residuais por vibração, um 
tratamento mecânico, vem se destacando p...
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2 Revisão Bibliográfica 
2.1 Aço AHSS Bifásico 
2.1.1 Histórico 
A indústria automobilística tem promovido grandes ava...
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Tentando resgatar seu mercado, as usinas siderúrgicas buscaram novos 
processos a fim de produzir aços mais resistente...
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2.1.2 Microestrutura 
A fim de maximizar, simultaneamente, a ductilidade e a resistência mecânica 
dos aços, alguns re...
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Como apresentado na 
Figura 2.3, os aços bifásicos apresentam arranjos microestruturais constituídos 
por 80% a 90% de...
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microligados), podendo ser conformados como aços de baixa resistência, apresentando 
limite de escoamento entre 300 e ...
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2.2.1 Definição e aplicações do plasma 
Também chamado quarto estado da matéria, o plasma é um gás que foi aquecido 
a...
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2.2.2 Processo de soldagem a Plasma 
A soldagem a arco por plasma (PAW – Plasma Arc Welding) é muito 
semelhante ao co...
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Dentre as desvantagens do PAW, que limitam para a utilização do mesmo em 
larga escala, tem-se o alto custo da tocha, ...
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2.2.3 Modos operacionais da soldagem a plasma 
Dependendo da faixa de espessura de aplicação e do tipo de material, a ...
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O modo melt-in é o mais próximo do processo convencional TIG e utiliza 
correntes na faixa de 15 a 200A. Característic...
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embora a sua energia seja menos densa (menor concentração) e seu keyhole ser mais 
largo. Por outro lado, o processo p...
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Figura 2.8 - Superposição das tensões residual e aplicada (Fonte: Lu, 2002 modificado). 
A classificação mais comum do...
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materiais metálicos sujeitos a processos que produzam descontinuidades na rede 
cristalina, tais como, vazios, impurez...
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· Transformação de fase: ocorre quando há variação heterogênea de volume 
causada por mudanças de fases; 
· Efeitos té...
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fase, tende a se expandir, ou contrair, e será impedido pela parte fria do metal, não 
transformada (Cindra Fonseca, 2...
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2.3.3 Tensometria por difração de raios-X 
As técnicas de medição de tensões residuais dividem-se em destrutivas e não...
33 
Figura 2.11 - Comparação entre os métodos de medição de tensão residual (Fonte: 
Hilson et al, 2009 modificado). 
A te...
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Um feixe paralelo de raios-X, de comprimento de onda l , incide na superfície 
do material segundo um determinado ângu...
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deformação 
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ângulo de difração é igual a ...
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Mantendo fixo o ângulo j , e determinarmos a diferença entre as deformações 
em duas direções diferentes, segundo o ân...
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Figura 2.14 - Estado de tensão do material em função do declive da curva 2θ x sen²ψ 
(Fonte: Cindra Fonseca, 2000). 
2...
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· Inconvenientes das peças de grandes dimensões, para as quais há a limitação do 
tamanho dos fornos disponíveis para ...
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Este novo método possui algumas relevantes vantagens sobre os tratamentos 
térmicos, pois além de não alterar as propr...
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ruído sem filtro os valores obtidos para a aceleração mais baixa foram cerca de 26% 
menores e com aceleração mais ele...
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(apenas teóricos) de 36 e 31Hz. Assim, as frequências de excitação escolhidas para os 
testes foram de 20, 30 e 40Hz. ...
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3 Materiais e Métodos 
3.1 Material 
No presente trabalho, foi estudado o aço DP600 (Dual-Phase: 
Ferrita+Martensita),...
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Tabela 3.2 - Composição química do aço AHSS DP600 de 3,30mm (em % de peso). 
C Si Mn P S Al Cu Cr Ni 
0,0449 1,06 1,20...
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desconsiderando o comprimento que seria necessário para o engaste de mesma (cerca de 
110mm). Assim sendo, um lado fic...
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3.2.2 Soldagem 
A soldagem autógena das amostras foi realizada pelo processo a plasma na 
empresa White Martins. O sis...
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parâmetros de soldagem (Tabela 3.4) foram determinados, para cada espessura, para 
garantir a melhor qualidade do cord...
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Figura 3.4 - Montagem do sistema de soldagem. 
Figura 3.5 - Posicionamento da tocha de soldagem.
48 
As dimensões finais das amostras, após a soldagem, estão representadas na 
Figura 3.6, onde a área hachurada represent...
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(a) 
(b) (c) 
Figura 3.7 - Analisador de tensões X-Stress3000: (a) Equipamento completo (b) 
Sistema de medição e (c) ...
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As amostras foram preparadas através de lixamento, com lixas 100, 200, 300, 
400, 500, 600 e 1200. A seguir as amostra...
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Figura 3.8 - Forças e momentos atuantes em um elemento da viga. 
Fazendo um balanço das forças atuantes na direção y, ...
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A equação 3.3 exprime que a taxa de variação do cisalhamento ao longo da viga 
é igual à carga por unidade de comprime...
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d d y 
r w 2 0 
(3.9) 
2 
2 
2 
2 
 
= -   
 
 
  
 
A y 
dx 
EI 
dx 
Sendo EI ( E = módulo de elasticidade e ...
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e±bx = coshb .x ± senhb .x (3.15) 
e±ibx = cosb .x ± isenb .x (3.16) 
Podemos escrever a solução geral como: 
y X (x) ...
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E com esta equação podemos retirar um número de valores de l n b , 
correspondente a cada modo normal de oscilação. Pa...
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resposta. A estimativa dos parâmetros modais da estrutura a partir dos dados 
experimentais pode ser realizada diretam...
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Figura 3.10 - Esquema de engastamento das amostras. 
Figura 3.11 - Amplificador de potência. 
Figura 3.12 - Analisador...
58 
Durante o ensaio, foram adquiridos dados das frequências naturais excitadas por 
meio do analisador de sinais. Com ess...
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4 Resultados e discussões 
No presente capítulo, os resultados estão apresentados a partir do cálculo da 
energia de s...
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O aporte térmico total é definido pela equação 4.1: 
V I 
v 
Ht 
= ´ (4.1) 
Onde: 
t H = aporte de calor, em J/cm; 
V ...
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4.1.1 Junta soldada de 3,30mm 
A energia de soldagem a plasma para as chapas de 3,30mm foi calculada a partir 
dos par...
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4.2 Análise macro e microestrutural 
4.2.1 Junta soldada de 3,30mm 
A análise macroestrutural mostrou que foi produzid...
63 
Figura 4.2 - Microestrutura bifásica do metal base de 3,30mm. 
Pela análise da zona termicamente afetada da junta sold...
64 
Figura 4.4 - Microestrutura do cordão de solda de 3,30mm. 
4.2.2 Junta soldada de 4,15mm 
Como observado na amostra de...
65 
A microestrutura do metal de base da chapa de 4,15mm também é constituída 
por ilhas de martensita dispersas em matriz...
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A análise da Figura 4.7 e Figura 4.8 mostra a transição da microestrutura 
bifásica para a predominância da fase ferrí...
67 
comprimento (C) das amostras (vigas) após a soldagem, utilizados no programa, estão 
representados na Tabela 4.1. 
Tab...
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Figura 4.9 - Distribuição de probabilidade. 
Como pode ser observado na Figura 4.9, para os valores de N acima de 5000...
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Tabela 4.2 - Frequências naturais das amostras de 3,30mm. 
Modo 
Frequência (Hz) 
Livre-livre Engastada-livre 
1 66 17...
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(a) (b) 
Figura 4.12 - Histograma da terceira frequência natural calculada da amostra de 
3,30mm: (a) livre; (b) engas...
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Os cálculos realizados para as amostras de 3,30mm também foram feitos para as 
amostras de 4,15mm e estão apresentados...
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(a) (b) 
Figura 4.15 - Histograma da segunda frequência natural calculada da amostra de 
4,15mm: (a) livre; (b) engast...
73 
(a) (b) 
Figura 4.17 - Histograma da quarta frequência natural calculada da amostra de 4,15mm: 
(a) livre; (b) engasta...
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Figura 4.18 - Função de resposta em frequência das amostras 3,30mm de espessura na 
condição livre. 
Figura 4.19 - Fun...
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Com base nos resultados apresentados pelas Figuras 4.18 e 4.19, foi realizado 
um estudo comparativo entre os valores ...
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Figura 4.20 - Função de resposta em frequência das amostras 4,15mm de espessura na 
condição livre. 
Figura 4.21 - Fun...
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Os valores de frequências naturais obtidas a partir das Figuras 4.20 e 4.21 são 
descritos na Tabela 4.6 (condição liv...
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Os valores oriundos da condição engastada-livre não seriam tão confiáveis 
quanto da livre-livre, pois não se pode ass...
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módulo de elasticidade experimental E 1,1E exp = e os novos valores obtidos estão 
apresentados na Tabela 4.9. 
Tabela...
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Tabela 4.10 - Parâmetros do tratamento de vibração. 
Espessura da 
amostra (mm) 
Tipo de excitação Corrente (A) Tempo ...
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  1. 1. 1 PGMEC PROGRAMA FRANCISCO EDUARDO MOURÃO SABOYA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA ESCOLA DE ENGENHARIA UNIVERSIDADE FEDERAL FLUMINENSE Dissertação de Mestrado ESTUDO DA INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS DE TRATAMENTO DE ALÍVIO DAS TENSÕES RESIDUAIS POR VIBRAÇÃO MECÂNICA EM JUNTAS SOLDADAS A PLASMA TATIANE DE CAMPOS CHUVAS MARÇO DE 2012
  2. 2. 2 TATIANE DE CAMPOS CHUVAS ESTUDO DA INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS DE TRATAMENTO DE ALÍVIO DAS TENSÕES RESIDUAIS POR VIBRAÇÃO MECÂNICA EM JUNTAS SOLDADAS A PLASMA Dissertação de Mestrado apresentada ao Programa Francisco Eduardo Mourão Saboya de Pós- Graduação em Engenharia Mecânica da UFF como parte dos requisitos para a obtenção do título de Mestre em Ciências em Engenharia Mecânica. Orientadora: Profª. Drª. MARIA DA PENHA CINDRA FONSECA UNIVERSIDADE FEDERAL FLUMINENSE NITERÓI, 16 DE MARÇO DE 2012
  3. 3. 3 ESTUDO DA INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS DE TRATAMENTO DE ALÍVIO DAS TENSÕES RESIDUAIS POR VIBRAÇÃO MECÂNICA EM JUNTAS SOLDADAS A PLASMA Esta dissertação é parte dos pré-requisitos para a obtenção do título de MESTRE EM ENGENHARIA MECÂNICA Área de concentração: Mecânica dos Sólidos Aprovada em sua forma final pela Banca Examinadora formada pelos professores: Profª. Maria da Penha Cindra Fonseca (D.Sc.) Universidade Federal Fluminense (Orientadora) Prof. Juan Manuel Pardal (D.Sc.) Universidade Federal Fluminense Prof. Antônio Lopes Gama (D.Sc.) Universidade Federal Fluminense Prof. João Marcos Alcoforado Rebello (D.Sc.) Universidade Federal do Rio de Janeiro
  4. 4. 4 Aos Meus Amados Pais: Nadyr e João Chuvas Ao Meu Irmão e Grande Amigo: Rodrigo Chuvas
  5. 5. 5 Agradecimentos Primeiramente à Deus, que sempre está ao meu lado e me dá forças para viver cada dia. Aos meus pais, Nadyr de Campos Chuvas e João Batista Chuvas Filho, por estarem sempre ao meu lado, apoiando e, acima de tudo, dando amor, carinho e atenção em todos os momentos, de minha vida. E por não duvidarem, em nenhum instante, que esse momento chegaria. Ao meu irmão Rodrigo Chuvas por ser tão protetor como um pai, pelos abraços que me fazem sentir amada de uma maneira inexplicável e por saber que estará sempre ao meu lado, pois, além de irmãos, sei que somos grandes amigos. À minha professora orientadora e grande amiga Dr.ª Maria Cindra Fonseca, que me incentiva a cada instante, me dá coragem e está comigo em todas as dificuldades, não importando quais sejam. Por todo conhecimento que me tem transmitido e por toda confiança depositada nesta minha carreira, que está apenas começando. Ao professor Dr. Daniel Alves Castello, que mesmo distante se dispôs para me ensinar e ajudar. Por toda sua paciência, atenção e tempo despedido durante todo o mestrado. Aos meus amigos, em especial à minha grande amiga Elaine Melo, que sempre me apoiou, ouviu, deu conselho e, por vezes, broncas. Por essa amizade que se tornou tão forte e verdadeira quanto o amor de irmãs. Aos professores Dr. Juan Manuel Pardal e Dr. Sérgio Souto Maior Tavares, pela disponibilização do LABMETT/UFF e ajuda para realização dos ensaios metalográficos. À equipe do LAT, pela amizade e ajuda dispensada durante todo o projeto. Ao técnico Sebastião Vieira Marcelino, do LAMIS/UFF que, prontamente, se disponibilizou a realizar dos cortes a plasma das chapas de aço DP600. Ao Eng. Anderson Souza, do LAVI, pelo grande auxílio, dedicação e paciência nos ensaios de vibração. Por ter esclarecido dúvidas e dado opiniões que enriqueceram este trabalho. Sei o quanto fui insistente e por vezes, inconveniente.
  6. 6. 6 À USIMINAS pela doação do aço DP600. À Empresa White Martins, na pessoa do Engenheiro Jeferson Frederico Monteiro Costa, por, cordialmente, disponibilizar a infraestrutura necessária para a realização da soldagem à plasma do aço AHSS DP600. Ao estagiário da White Martins, Carlos Louback, que me ajudou muito durante todo o procedimento de soldagem das amostras e nos questionamentos, que foram surgindo ao longo do trabalho.
  7. 7. 7 Resumo O tratamento de alívio de tensões residuais por vibração é uma nova tecnologia que vem se destacando por ser um método que possui um custo inferior em relação aos térmicos e também por ser eficiente em materiais com estruturas heterogêneas. Neste contexto, a aplicação dessa técnica em juntas soldadas tem grande potencial na diminuição dos níveis de tensão sem que as propriedades das mesmas sejam alteradas. No presente trabalho, foram analisadas as tensões residuais superficiais geradas no processo de soldagem automatizado a plasma de um aço avançado de alta resistência DP600, utilizado na indústria automobilística. As tensões residuais, que se apresentaram trativas em grande parte dos pontos analisados, foram medidas por difração de raios-X, pelo método do sen2y. Após a soldagem, as amostras foram submetidas aos tratamentos de vibração mecânica, com redução significativa das tensões em algumas delas. Estudos computacionais foram realizados a fim de descrever com maior detalhamento a dinâmica do processo. As juntas soldadas foram ainda caracterizadas por microscopia óptica. Palavras-Chave: aço DP600; soldagem a plasma; tensões residuais; difração de raios- X; vibração mecânica.
  8. 8. 8 Abstract The stress relieving treatment based on mechanical vibration is a new technology that has stood out for being a method that has a lower cost compared to thermal and also be effective in materials with heterogeneous structures. In this context, the application of this technique in welded joints has great potential in reducing levels of stress without the same properties are changed. In this study, we analyzed the surface residual stresses generated in the process of automated plasma welding of advanced high strength steel DP600, used in the automotive industry. Residual stresses, which were largely tensile the points analyzed, were measured by X-ray diffraction technique with sen2y method. After welding, the samples were subjected to mechanical vibration treatments, with significant reduction of stresses in some of them. In order to describe in more detail the dynamics of the process computational studies were performed. The welded joints were further characterized by optical microscopy. Key-Words: DP600 steel; plasma arc welding; residual stresses; X-ray diffraction; mechanical vibration.
  9. 9. 9 Lista de Símbolos A Área F Força d Distância interplanar e Deformação s Tensão E Módulo de elasticidade q Ângulo de difração m Coeficiente de atrito l Comprimento de onda V Força cortante M Momento fletor I Momento de inércia r Massa específica w Frequência natural
  10. 10. 10 Lista de Ilustrações Figura 2.1 - Evolução dos diversos tipos de Aços Avançados de Alta Resistência (AHSS) ao longo das últimas três décadas (Fonte: Gorni, 2008)................................................................................................. 18 Figura 2.2 - Representação esquemática da topologia da microestrutura bifásica (Fonte: Gorni, 2008). .................................................................................................................................................................... 19 Figura 2.3 - Microestrutura típica do aço bifásico. ................................................................................... 20 Figura 2.4 - Aplicação dos tailored blanks em painel lateral de veículo (Fonte: Reis & Scotti, 2007). .... 22 Figura 2.5 - Esquema da tocha de soldagem a plasma (Fonte: Reis & Scotti, 2007). ............................... 23 Figura 2.6 - Modos de soldagem a Plasma (Fonte: Reis & Scotti, 2007). ................................................. 25 Figura 2.7 - Características estáticas de arcos TIG e plasma (Fonte: Reis & Scotti, 2007). .................... 25 Figura 2.8 - Superposição das tensões residual e aplicada (Fonte: Lu, 2002 modificado). ...................... 28 Figura 2.9 - Superposição das TR dos tipos I, II e III (Fonte: Withers & Bhadeshia, 2001). .................... 29 Figura 2.10 - Distribuição das tensões residuais em juntas de topo de processo a arco convencional: (C) contração, (R) Resfriamento superficial mais intenso e (T) Transformação de fase (Fonte: Macherauch & Wohlfahrt, 1977). ....................................................................................................................................... 31 Figura 2.11 - Comparação entre os métodos de medição de tensão residual (Fonte: Hilson et al, 2009 modificado). ................................................................................................................................................ 33 Figura 2.12 - Desenho esquemático do espalhamento das ondas de raios-X. ........................................... 33 Figura 2.13 - Sistema de coordenadas polares. ......................................................................................... 35 Figura 2.14 - Estado de tensão do material em função do declive da curva 2θ x sen²ψ (Fonte: Cindra Fonseca, 2000). .......................................................................................................................................... 37 Figura 2.15 - Tensões residuais (a) direção longitudinal; (b) no cordão de solda (Aiko et al, 2005 modificado). ................................................................................................................................................ 40 Figura 3.1 - Detalhamento do sistema de corte a plasma: (a) montagem da tocha no sistema semiautomatizado, (b) módulo de plasma e (c) controle do carro da tocha. ............................................. 44 Figura 3.2 - Esquema de corte das chapas. ............................................................................................... 44 Figura 3.3 - Sistema padrão de soldagem (Fonte: WHITE MARTINS modificado). ................................. 45 Figura 3.4 - Montagem do sistema de soldagem. ....................................................................................... 47 Figura 3.5 - Posicionamento da tocha de soldagem. ................................................................................. 47 Figura 3.6 - Detalhamento das amostras. .................................................................................................. 48 Figura 3.7 - Analisador de tensões X-Stress3000: (a) Equipamento completo (b) Sistema de medição e (c) Colimador e tubo de raio-X. ....................................................................................................................... 49 Figura 3.8 - Forças e momentos atuantes em um elemento da viga. ......................................................... 51 Figura 3.9 - Sistema de fixação da amostra no excitador eletromecânico – shaker. ................................. 56 Figura 3.10 - Esquema de engastamento das amostras. ............................................................................ 57 Figura 3.11 - Amplificador de potência. .................................................................................................... 57 Figura 3.12 - Analisador de sinais. ............................................................................................................ 57 Figura 3.13 - Esquema de montagem do ensaio. ....................................................................................... 58 Figura 4.1 - Macrografia da junta soldada de 3,30mm. ............................................................................ 62 Figura 4.2 - Microestrutura bifásica do metal base de 3,30mm. ............................................................... 63 Figura 4.3 - Microestrutura da ZTA da junta soldada de 3,30mm: a) próxima ao MB; b) próxima ao MS. .................................................................................................................................................................... 63 Figura 4.4 - Microestrutura do cordão de solda de 3,30mm. .................................................................... 64 Figura 4.5 - Macrografia da junta soldada de 4,15mm. ............................................................................ 64 Figura 4.6 - Microestrutura bifásica do metal base de 4,15mm. ............................................................... 65 Figura 4.7 - Microestrutura da ZTA da junta soldada de 4,15mm: a) próxima ao MB; b) próxima ao MS. .................................................................................................................................................................... 65 Figura 4.8 - Microestrutura do cordão de solda de 4,15mm. .................................................................... 66 Figura 4.9 - Distribuição de probabilidade. .............................................................................................. 68 Figura 4.10 - Histograma da primeira frequência natural calculada da amostra de 3,30mm: (a) livre; (b) engastada. .................................................................................................................................................. 69 Figura 4.11 - Histograma da segunda frequência natural calculada da amostra de 3,30mm: (a) livre; (b) engastada. .................................................................................................................................................. 69 Figura 4.12 - Histograma da terceira frequência natural calculada da amostra de 3,30mm: (a) livre; (b) engastada. .................................................................................................................................................. 70
  11. 11. 11 Figura 4.13 - Histograma da quarta frequência natural calculada da amostra de 3,30mm: (a) livre; (b) engastada. .................................................................................................................................................. 70 Figura 4.14 - Histograma da primeira frequência natural calculada da amostra de 4,15mm: (a) livre; (b) engastada. .................................................................................................................................................. 71 Figura 4.15 - Histograma da segunda frequência natural calculada da amostra de 4,15mm: (a) livre; (b) engastada. .................................................................................................................................................. 72 Figura 4.16 - Histograma da terceira frequência natural calculada da amostra de 4,15mm: (a) livre; (b) engastada. .................................................................................................................................................. 72 Figura 4.17 - Histograma da quarta frequência natural calculada da amostra de 4,15mm: (a) livre; (b) engastada. .................................................................................................................................................. 73 Figura 4.18 - Função de resposta em frequência das amostras 3,30mm de espessura na condição livre. 74 Figura 4.19 - Função de resposta em frequência das amostras 3,30mm de espessura na condição engastada. .................................................................................................................................................. 74 Figura 4.20 - Função de resposta em frequência das amostras 4,15mm de espessura na condição livre. 76 Figura 4.21 - Função de resposta em frequência das amostras de 4,15mm de espessura na condição engastada. .................................................................................................................................................. 76 Figura 4.22 - Tensões residuais transversais nas amostra de 3,30mm. ..................................................... 81 Figura 4.23 - Tensões residuais longitudinais nas amostra de 3,30mm. ................................................... 82 Figura 4.24 - Percentual do alívio de tensões nas amostras de 3,30mm. .................................................. 83 Figura 4.25 - Valor esperado de redução das tensões residuais para as amostras de 3,30mm na direção transversal. ................................................................................................................................................. 84 Figura 4.26 - Valor esperado de redução das tensões residuais para as amostras de 3,30mm na direção longitudinal. ............................................................................................................................................... 85 Figura 4.27 - Valor esperado de redução das tensões residuais para as amostras de 3,30mm na direção transversal, considerando 4 amostras. ....................................................................................................... 86 Figura 4.28 - Valor esperado de redução das tensões residuais para as amostras de 3,30mm na direção longitudinal, considerando 4 amostras. ..................................................................................................... 86 Figura 4.29 - Tensões residuais transversais nas amostras de 4,15mm. ................................................... 87 Figura 4.30 - Tensões residuais longitudinais nas amostras de 4,15mm. .................................................. 88 Figura 4.31 - Percentual do alívio de tensões nas amostras de 4,15mm. .................................................. 89 Figura 4.32 - Valor esperado de redução das tensões residuais para as amostras de 4,15mm na direção transversal. ................................................................................................................................................. 90 Figura 4.33 - Valor esperado de redução das tensões residuais para as amostras de 4,15mm na direção longitudinal. ............................................................................................................................................... 90 Figura 4.34 - Valor esperado de redução das tensões residuais para as amostras de 4,15mm na direção transversal, considerando 4 amostras. ....................................................................................................... 91 Figura 4.35 - Valor esperado de redução das tensões residuais para as amostras de 4,15mm na direção longitudinal, considerando 4 amostras. ..................................................................................................... 92 Figura 4.36 - Perfil das tensões residuais da amostra tratada com ruído branco na direção transversal ao cordão de 3,30mm. ................................................................................................................................ 93 Figura 4.37 - Perfil das tensões residuais da amostra tratada com excitação harmônica em 262Hz na direção transversal ao cordão de 3,30mm. ................................................................................................ 93 Figura 4.38 - Perfil das tensões residuais da amostra tratada com ruído branco na direção transversal ao cordão de 4,15mm. ................................................................................................................................ 95 Figura 4.39 - Perfil das tensões residuais da amostra tratada com excitação harmônica em 326Hz na direção transversal ao cordão de 4,15mm. ................................................................................................ 95
  12. 12. 12 Lista de Tabelas Tabela 2.1 - Relação entre a corrente induzida no shaker e valor da aceleração (Aiko et al, 2005 modificado). _______________________________________________________________________ 39 Tabela 3.1 - Composição química do aço AHSS DP600 de 4,15mm (em % de peso). _______________ 42 Tabela 3.2 - Composição química do aço AHSS DP600 de 3,30mm (em % de peso). _______________ 43 Tabela 3.3 - Propriedades mecânicas do aço DP600. _______________________________________ 43 Tabela 3.4 - Parâmetros de soldagem das juntas, em função da espessura das chapas. _____________ 46 Tabela 4.1 - Valores de comprimento e largura das amostras. ________________________________ 67 Tabela 4.2 - Frequências naturais das amostras de 3,30mm. __________________________________ 69 Tabela 4.3 - Frequências naturais das amostras de 4,15mm. __________________________________ 71 Tabela 4.4 - Comparativo entre os valores das frequências naturais para condição livre das amostras de 3,30mm. ___________________________________________________________________________ 75 Tabela 4.5 - Comparativo entre os valores das frequências naturais para condição engastada-livre das amostras de 3,30mm. _________________________________________________________________ 75 Tabela 4.6 - Comparativo entre os valores das frequências naturais para condição livre das amostras de 4,15mm. ___________________________________________________________________________ 77 Tabela 4.7 - Comparativo entre os valores das frequências naturais para condição engastada-livre das amostras de 4,15mm. _________________________________________________________________ 77 Tabela 4.8 - Valores estimados do módulo de elasticidade do material das amostras tratadas. _______ 78 Tabela 4.9 - Novos valores das frequências naturais teóricas para condição livre-livre das amostras de 4,15mm. ___________________________________________________________________________ 79 Tabela 4.10 - Parâmetros do tratamento de vibração. _______________________________________ 80 Tabela 4.11 - Tensões residuais nas amostras de 3,30mm tratadas com ruído branco. ______________ 81 Tabela 4.12 - Percentual do alívio das tensões residuais nas amostras de 3,30mm. ________________ 83 Tabela 4.13 - Tensões residuais nas amostras de 4,15mm tratadas com ruído branco. ______________ 87 Tabela 4.14 - Percentual do alívio das tensões residuais nas amostras de 4,15mm. ________________ 89
  13. 13. 13 SUMÁRIO 1 INTRODUÇÃO ................................................................................................................... 15 2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ........................................................................................... 17 2.1 AÇO AHSS BIFÁSICO ........................................................................................................ 17 2.1.1 HISTÓRICO ....................................................................................................................... 17 2.1.2 MICROESTRUTURA ............................................................................................................ 19 2.2 SOLDAGEM A PLASMA ...................................................................................................... 21 2.2.1 DEFINIÇÃO E APLICAÇÕES DO PLASMA .............................................................................. 22 2.2.2 PROCESSO DE SOLDAGEM A PLASMA ................................................................................. 23 2.2.3 MODOS OPERACIONAIS DA SOLDAGEM A PLASMA .............................................................. 25 2.3 TENSÕES RESIDUAIS .......................................................................................................... 27 2.3.1 ORIGEM DAS TENSÕES RESIDUAIS ...................................................................................... 29 2.3.2 TENSÕES RESIDUAIS EM JUNTAS SOLDADAS ....................................................................... 30 2.3.3 TENSOMETRIA POR DIFRAÇÃO DE RAIOS-X ........................................................................ 32 2.4 TRATAMENTOS DE ALÍVIO DE TENSÕES .......................................................................... 37 2.4.1 ALÍVIO DE TENSÕES POR VIBRAÇÃO MECÂNICA .................................................................. 38 3 MATERIAIS E MÉTODOS ............................................................................................... 42 3.1 MATERIAL ......................................................................................................................... 42 3.2 PREPARAÇÃO DAS AMOSTRAS .......................................................................................... 43 3.2.1 CORTE .............................................................................................................................. 43 3.2.2 SOLDAGEM ....................................................................................................................... 45 3.3 ANÁLISE DAS TENSÕES RESIDUAIS ................................................................................... 48 3.4 ANÁLISE MACRO E MICROESTRUTURAL.......................................................................... 49 3.5 ALÍVIO DE TENSÕES POR VIBRAÇÃO MECÂNICA ............................................................. 50 3.5.1 ANALISE MODAL ANALÍTICA ............................................................................................... 50 3.5.2 ANÁLISE MODAL EXPERIMENTAL ....................................................................................... 55 3.5.3 MONTAGEM E PREPARAÇÃO DO SISTEMA PARA OS ENSAIOS ............................................... 56 4 RESULTADOS E DISCUSSÕES ...................................................................................... 59 4.1 CÁLCULO DA ENERGIA DE SOLDAGEM A PLASMA .......................................................... 59 4.1.1 JUNTA SOLDADA DE 3,30MM ............................................................................................. 61 4.1.2 JUNTA SOLDADA DE 4,15MM ............................................................................................. 61 4.2 ANÁLISE MACRO E MICROESTRUTURAL.......................................................................... 62 4.2.1 JUNTA SOLDADA DE 3,30MM ............................................................................................. 62 4.2.2 JUNTA SOLDADA DE 4,15MM ............................................................................................. 64 4.3 ENSAIOS DE VIBRAÇÃO MECÂNICA ................................................................................. 66 4.3.1 ANÁLISE MODAL ANALÍTICA ............................................................................................... 66 4.3.2 ANÁLISE MODAL EXPERIMENTAL ....................................................................................... 73 4.4 ANÁLISE DAS TENSÕES RESIDUAIS ................................................................................... 80 5 CONCLUSÕES ................................................................................................................... 97
  14. 14. 14 6 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ............................................................. 99 7 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ............................................................................ 100
  15. 15. 15 1 Introdução A presença de tensões residuais (TR), geradas em todos os processos de fabricação, constitui um dos grandes problemas encontrados na indústria metal-mecânica e os estudos sobre o efeito dessas tensões em peças e estruturas tem aumentado, consideravelmente, nos últimos anos. Atualmente, encontra-se bem estabelecido que tensões residuais trativas têm efeito deletério nos materiais pois diminuem a vida em fadiga e a resistência à corrosão sob tensão dos mesmos. Por outro lado, tensões superficiais de caráter compressivo oferecem benefícios, principalmente, por ser uma barreira para a propagação de trincas. Assim, o setor industrial vem desenvolvendo técnicas para introduzir tensões compressivas ou minimizar a magnitude das tensões residuais trativas em seus componentes. Tratamentos térmicos de alívio de tensões (TTAT) e shot peening são alguns dos tratamentos mais utilizados na atualidade com o intuito de minimizar ou alterar o estado das tensões residuais superficiais de componentes, principalmente em construções soldadas. Por outro lado, esses métodos requerem alto investimento em equipamentos e, no caso dos tratamentos térmicos, estão relacionados a alto consumo de energia, além dos inconvenientes das peças de grandes dimensões (limitação do tamanho dos fornos disponíveis) e as distorções que podem ocorrer nas estruturas e componentes tratados.
  16. 16. 16 Neste contexto, o tratamento de alívio de tensões residuais por vibração, um tratamento mecânico, vem se destacando por ser um método que possui um custo inferior em relação aos térmicos e também por ser aplicável em materiais com estruturas heterogêneas. O alívio de tensões por vibração mecânica é um método baseado na ressonância vibratória, em que as peças são submetidas a vibrações de baixa frequência por um período de tempo. Essa energia aplicada é capaz de gera um estado de deformação plástica em determinadas partes da estrutura, que realinha a estrutura cristalina para que as tensões residuais sejam reduzidas a um nível mais baixo, ou seja, aliviando-as. Este método é bastante flexível, pois em alguns casos sua aplicação não depende da paralisação do equipamento que possui a parte a ser tratada. Contudo, ainda não há recursos que quantifiquem esse alívio ou que possam prever os melhores parâmetros do tratamento a fim de atingir a máxima eficiência na minimização da magnitude das tensões residuais. Neste trabalho foi realizado um estudo experimental sobre a influência dos parâmetros do tratamento de alívio de tensões por vibração em juntas soldadas a Plasma de um aço DP600, utilizado na indústria automobilística. Análise microestrutural por microscopia ótica complementou a caracterização das juntas soldadas. As juntas soldadas apresentaram tensões residuais trativas em todas as amostras na direção transversal ao cordão. Com relação ao tratamento de alívio de tensões, dois tipos de excitação foram analisados: um ruído e uma frequência harmônica. Para complementar o estudo foram utilizadas chapas de espessura diferentes (3,3mm e 4,15mm).
  17. 17. 17 2 Revisão Bibliográfica 2.1 Aço AHSS Bifásico 2.1.1 Histórico A indústria automobilística tem promovido grandes avanços metalúrgicos ao longo das últimas décadas. No passado, os automóveis possuíam padrões grosseiros e feitio quadrado decorrente, principalmente, da microestrutura ferrítica-perlítica das chapas de aço utilizadas para a fabricação dos mesmos. Contudo, hoje os automóveis possuem designs cada vez mais modernos e inovadores, interligados à usabilidade, à segurança veicular, à sustentabilidade e à tecnologia de materiais (Gorni, 2008). Historicamente, o desenvolvimento tecnológico destes aços começou com a primeira Crise do Petróleo, em 1973. O aumento do preço dos combustíveis impôs a redução de seu consumo e uma das formas mais eficientes para consegui-lo seria a redução do peso dos automóveis, através da diminuição de seu tamanho e do uso de materiais mais leves, como plásticos e alumínio, o que permanece sendo uma tendência atual (Gorni, 2008; Lee et al, 2005).
  18. 18. 18 Tentando resgatar seu mercado, as usinas siderúrgicas buscaram novos processos a fim de produzir aços mais resistentes, que permitissem a fabricação de componentes com altos níveis de resistência mecânica com menor quantidade de material. Surgiram então os aços denominados ARBL – Alta Resistência e Baixa Liga, contendo microadições de Nb, Ti e V, que conferiam maior resistência mecânica. Contudo, esses aços apresentavam estampabilidade reduzida e, essa deficiência na conformabilidade levou à continuação dos estudos e ao subsequente desenvolvimento dos chamados Aços Bifásicos (Dual-Phase) (Gorni, 2008). A partir de então, devido às crescentes exigências dos consumidores por maior conforto (ar condicionado, direção hidráulica, vidros elétricos) e dos novos desafios ecológicos (como a redução de emissão de poluentes na atmosfera) a siderurgia mundial continuou desenvolvendo novos tipos de aços, adequando-os às aplicações impostas pelo mercado (Adamczyk, 2005; Farabi et al, 2011). Por volta de 1990 esses novos aços, desenvolvidos com a preocupação de oferecer resistência mecânica, sem perder a capacidade de conformação, foram englobados numa família designada como Aços Avançados de Alta Resistência (AHSS – Advanced High Strength Steels) (Gorni, 2008). Na Figura 2.1 está representada à evolução histórica do estudo e desenvolvimentos dos aços AHSS. Figura 2.1 - Evolução dos diversos tipos de Aços Avançados de Alta Resistência (AHSS) ao longo das últimas três décadas (Fonte: Gorni, 2008).
  19. 19. 19 2.1.2 Microestrutura A fim de maximizar, simultaneamente, a ductilidade e a resistência mecânica dos aços, alguns recursos são utilizados, como o uso de microestruturas complexas. Segundo Gorni, 2008, alguns autores definem a estrutura bifásica como a junção das características de três morfologias básicas das microestruturas com duas fases: duplex, dispersão e em rede, conforme ilustrado na Figura 2.2. Figura 2.2 - Representação esquemática da topologia da microestrutura bifásica (Fonte: Gorni, 2008). A microestrutura bifásica apresenta a quantidade de grãos por volume das duas fases em iguais proporções, como encontrado em morfologias duplex. Da microestrutura em dispersão tem-se que a segunda fase (dura) é totalmente isolada pela fase-matriz macia, garantindo ductilidade e conformabilidade ao material. Por fim, como ocorre na microestrutura em rede, a segunda fase se localiza, exclusivamente, nos contornos de grão da matriz (Gorni, 2008).
  20. 20. 20 Como apresentado na Figura 2.3, os aços bifásicos apresentam arranjos microestruturais constituídos por 80% a 90% de ferrita poligonal e 5 a 20% de ilhas de martensita dispersas na matriz ferrítica, podendo conter ainda pequenas quantidades de outras fases ou constituintes, tais como bainita, perlita e ou austenita retida (Avramovic-Cingara et al, 2009; Cindra Fonseca et al, 2007; Liedl et al, 2002). A microestrutura bifásica pode ser obtida através do recozimento na zona intercrítica (região de estabilidade da ferrita e da austenita), seguida de resfriamento rápido. Durante o recozimento intercrítico pequenas “poças” de austenita são formadas na matriz de ferrita que, posteriormente, no resfriamento rápido, se transformam em martensita. Essa mudança microestrutural é acompanhada por uma expansão volumétrica, levando à formação de discordâncias móveis em torno da matriz ferrítica – responsáveis pela alta taxa de endurecimento inicial e pelo comportamento contínuo na deformação (Ozturk et al, 2009; Farabi et al, 2011). Figura 2.3 - Microestrutura típica do aço bifásico. Resumindo, os aços bifásicos apresentam características de alta resistência e ao mesmo tempo alta tenacidade, com um comportamento contínuo no escoamento (ou seja, ausência do patamar de escoamento típico dos aços ferrítico-perlíticos, mesmo
  21. 21. 21 microligados), podendo ser conformados como aços de baixa resistência, apresentando limite de escoamento entre 300 e 380MPa. Porém, devido ao elevado coeficiente de encruamento, apresentam limite de resistência mais elevado, em comparação com os aços HSLA – superior a 600MPa (Cindra Fonseca et al, 2007). Com os ganhos significativos em resistência mecânica a indústria automobilística tem conseguido redução de peso nos componentes dos veículos como: braços de suspensão, suportes de montagem do motor, seções dos chassis, fechos e suportes (Bayraktar, 2004). Uma pesquisa feita na Europa em 2001 mostrou que o uso de AHSS poderia reduzir o peso dos automóveis em até 25% (Zhang et al, 2009). 2.2 Soldagem a Plasma A demanda dos setores produtivos, em particular o automobilístico, por juntas soldadas da alta qualidade e de produção em larga escala, com custo reduzido, tem sido cada vez maior e esta busca tem estimulado o desenvolvimento de novos processos de soldagem (Reis, 2005). Atualmente, diante das possibilidades fornecidas pela tecnologia eletrônica e com a crescente demanda do mercado por técnicas de fabricação cada vez mais competitivas, o processo de soldagem a plasma tem se tornado cada vez mais acessível, principalmente para aplicações automatizadas, tornando-se uma alternativa, com grande potencial, em relação a outros processos convencionais, como o TIG (do inglês, GTAW - Gas Tungsten Arc Welding) e mesmo o MIG/MAG (em inglês, GMAW - Gas Metal Arc Welding). Contudo, esse processo ainda não encontra uma aplicação muito difundida no meio industrial nacional devido, principalmente, a falta de informação sobre suas aplicações e a exigência de melhor preparação das juntas, ou seja, menor tolerância (Reis, 2005; Zhang & Liu, 2007).
  22. 22. 22 2.2.1 Definição e aplicações do plasma Também chamado quarto estado da matéria, o plasma é um gás que foi aquecido a ponto de se tornar ionizado, ou seja, constituído de íons e elétrons livres, porém, em equilíbrio, podendo ser formado também por átomos gasosos (não ionizados), provenientes de vapores metálicos, formados na soldagem, por exemplo. Quando ionizado, o gás deixa de ser isolante e passa a conduzir corrente elétrica. Processos a arco plasma são empregados para soldar, cortar e fazer revestimentos - com pós metálicos ou cerâmicos (Reis & Scotti, 2007). Se tratando de soldagem, a maior aplicação industrial do plasma, atualmente, reside na fabricação de equipamentos em aço inoxidáveis que requerem alta resistência e tenacidade elevada, como os tanques e reatores para a indústria química e de bebidas (Lee et al, 2007). Na indústria automobilística o processo plasma é aplicado em uniões de aço carbono, como, por exemplo, na soldagem da parte superior de amortecedores, na fabricação de radiadores, soldagem de pontos críticos em motores de automóveis e soldagem de componentes elétricos, como chapas para transformadores e alternadores. Além dos componentes elétricos, são confeccionados eixos e componentes estruturais tais como os tailored blanks (Figura 2.4), painéis conformados a partir de várias chapas de aço soldadas entre si como em um pathwork, sendo que cada uma das partes pode ter diferentes espessura e propriedades mecânicas. Relata-se ainda a aplicação do plasma para soldagem de ligas especiais de alumínio na indústria aeroespacial. De uma forma geral, a aplicação do processo plasma se torna típica em soldagem de alta produção, quando as desvantagens relacionadas com os custos são superadas pelas vantagens intrínsecas ao processo (Reis & Scotti, 2007). Figura 2.4 - Aplicação dos tailored blanks em painel lateral de veículo (Fonte: Reis & Scotti, 2007).
  23. 23. 23 2.2.2 Processo de soldagem a Plasma A soldagem a arco por plasma (PAW – Plasma Arc Welding) é muito semelhante ao convencional processo TIG em que o arco elétrico é gerado entre um eletrodo não consumível e a peça de trabalho, sendo o jato de plasma usado como fonte de calor para fundir o material a ser soldado. Porém na soldagem a plasma, o gás é obrigado a passar um orifício constritor, localizado na tocha de soldagem, mostrada na Figura 2.5 (Correa et al, 2008; Zhang & Liu, 2007; Ureña, 2007). Ao forçar o gás de plasma através do orifício constrito da tocha tem-se como resultado maior velocidade do gás de plasma e uma alta concentração de energia para uma pequena área, produzindo uma razão penetração/largura alta, resultando em uma redução na extensão da zona termicamente afetada (ZTA) da junta soldada (Ureña et al, 2007). Na verdade, na soldagem a plasma, são atuantes as energias térmicas - devido ao acoplamento do arco com o metal de base e ao gás ionizado, e a energia mecânica - relacionada à velocidade do jato de plasma. A literatura relata que, devido a intensidade e concentração do arco (calor), é possível soldar chapas de até 10mm de espessura em um único passe (Reis & Scotti, 2007). Além disso, têm-se maior possibilidade de utilização de chanfros retos e menor necessidade de material de enchimento, resultando em um aumento substancial de produtividade e uma melhor qualidade da solda (Correa et al, 2008). Figura 2.5 - Esquema da tocha de soldagem a plasma (Fonte: Reis & Scotti, 2007).
  24. 24. 24 Dentre as desvantagens do PAW, que limitam para a utilização do mesmo em larga escala, tem-se o alto custo da tocha, de seus consumíveis e dos demais equipamentos. Outra barreira seria o fato do processo requerer tolerâncias mais estreitas na preparação e fixação das juntas devido à concentração do arco, além da necessidade de mão de obra mais qualificada, visto que o procedimento tem maior número de parâmetros para se regular e/ou controlar (Ureña et al, 2007). Na soldagem a plasma, como o eletrodo se encontra embutido dentro de tocha, a ignição do arco é feita com o auxílio de um arco-piloto, aberto entre o eletrodo e o bocal de constrição, sob a presença de uma pequena vazão de gás de plasma e pela imposição de um sinal elétrico proveniente de um sistema denominado de ignitor de alta frequência. Após a formação do arco principal, o arco-piloto pode ser instinto. Entretanto, quando a sequência de soldagem demanda várias aberturas de arco, é conveniente manter o arco-piloto acionado para facilitar as frequentes aberturas do arco principal, evitando, assim, a contaminação do eletrodo e reduzindo sua taxa de desgaste (Reis & Scotti, 2007). As propriedades mecânicas e microestruturais das juntas soldadas são muito influenciadas pela escolha do tipo de corrente de soldagem (Lee et al, 2007). No processo de soldagem a plasma, geralmente, é utilizado corrente contínua (CC) ou corrente pulsada (PC). Entretanto, a corrente contínua constante de polaridade direta (eletrodo conectado no pólo positivo, com emissão dos elétrons do eletrodo para a peça) é o tipo mais utilizado no processo plasma, tanto para a soldagem de aços-carbono, baixa liga e aços inoxidáveis (Lee et al, 2007). A CP (corrente contínua pulsada) é aplicada, principalmente, em soldagem de chapas finas. E a corrente alternada (CA) é particularmente aplicada na soldagem de ligas de alumínio e similares (Reis & Scotti, 2007). Com relação aos equipamentos e componentes necessários à execução da soldagem a plasma, é necessário, basicamente, uma fonte de soldagem, um módulo de controle plasma; reguladores/monitores de vazão de gás e uma tocha específica para este processo. Quando necessário podem ser usados sistemas para alimentação de arame. Ressalta-se ainda que o eletrodo não consumível de tungstênio (W) é o mais utilizado devido sua capacidade de manter a ponta fiada e não se desgastar com facilidade (Reis & Scotti, 2007).
  25. 25. 25 2.2.3 Modos operacionais da soldagem a plasma Dependendo da faixa de espessura de aplicação e do tipo de material, a soldagem a plasma pode ser utilizada em três modos: microplasma, melt-in e keyhole (Figura 2.6). Figura 2.6 - Modos de soldagem a Plasma (Fonte: Reis & Scotti, 2007). O microplasma trabalha com correntes baixas (de 0,1 a 15A). A característica estática do arco neste modo operacional é mais horizontal (Figura 2.7), garantindo maior estabilidade de arco, ao contrário do processo TIG (de caráter tombante), onde o arco pode ser facilmente extinto. Esta técnica é empregada, na maioria dos casos, em operações manuais e requer equipamentos especiais, devido aos baixos níveis de corrente, para soldagem de fios e de chapas finas (até 0,1mm de espessura) (Reis & Scotti, 2007). Figura 2.7 - Características estáticas de arcos TIG e plasma (Fonte: Reis & Scotti, 2007).
  26. 26. 26 O modo melt-in é o mais próximo do processo convencional TIG e utiliza correntes na faixa de 15 a 200A. Característica de maior rigidez e elevada densidade são obtidas no arco, decorrente de sua constrição, atingindo penetrações maiores e cordões mais estreitos se comparados com a soldagem TIG. Outra vantagem da técnica é a possibilidade de soldar com velocidades mais elevadas por causa da concentração de calor (Ureña et al, 2007). A soldagem autógena de chapas de espessura inferior a 3,0mm é uma das principais aplicações do melt-in. Contudo, o custo elevado e a complexidade dos equipamentos, além da detalhada regulagem dos parâmetros de processo ainda limitam a aplicação em larga escala da técnica na indústria (Reis & Scotti, 2007). Além do modo de soldagem melt-in, que normalmente é adotado em processos de soldagem convencionais (tais como o TIG), o modo keyhole também pode ser usado na soldagem a plasma em determinados intervalos de espessura do metal. Dependendo do tipo de material essa faixa pode ser de 2,5 a 6,0mm (Ureña et al, 2007). Também chamado de buraco de fechadura, o modo keyhole, que utiliza correntes altas (a partir de 100A), é uma técnica não convencional de soldagem no qual o jato de plasma atravessa a junta a ser soldada, formando um pequeno orifício (denominado keyhole) que se fecha à medida que a tocha avança pela junta, como ilustra a Figura 2.6 (Reis & Scotti, 2008). O keyhole, aplicado na soldagem plasma, é geralmente usado em soldas de passe único exigindo penetração total, cordões de solda mais estreito e zona afetada pelo calor (ZTA) e distorção menores. Além disso, neste processo têm-se maior possibilidade de utilização de chanfros retos e menor necessidade de material de enchimento, resultando em um aumento substancial de produtividade e uma melhor qualidade da solda (Correa et al, 2008). A influência da energia de soldagem, definida como a proporção de energia absorvida por unidade de comprimento, é fundamental para a forma e dimensões finais das juntas. Ureña et al, 2007, relatou que os valores típicos para a soldagem a arco plasma no modo keyhole esta entre 0,85 e 0,95, enquanto que para a técnica melt-in seria de 0,70 à 0,85. Em comparação com a soldagem laser e de feixe de elétrons, a soldagem a plasma no modo keyhole é mais eficiente e mais tolerante na preparação das juntas,
  27. 27. 27 embora a sua energia seja menos densa (menor concentração) e seu keyhole ser mais largo. Por outro lado, o processo plasma keyhole oferece vantagens significativas sobre o processo convencional de soldagem TIG em termos de profundidade de penetração, velocidade de soldagem e distorções térmicas (Wu et al, 2009; Ureña et al, 2007). Na soldagem a plasma no modo heyhole, a qualidade da solda depende da estabilidade do heyhole, que depende de um grande número de fatores, especialmente, das características físicas do material a ser soldado e dos parâmetros de soldagem utilizados. Assim, o modo heyhole é suscetível à variação dos parâmetros de soldagem do processo, de modo que a aplicação em larga escala na indústria ser limitada. Contudo, o processo tem encontrado aplicações na soldagem de aços estruturais, automóveis, aviões, foguetes, ônibus espaciais e, possivelmente, em soldagem no espaço (Wu et al, 2009). 2.3 Tensões residuais Macherauch & Kloos, 1987 definiram tensões residuais como tensões auto-equilibradas existentes nos materiais, em condições de temperatura uniforme e sem carregamento externo. Portanto, qualquer perturbação, como remoção de material, aplicação de carregamentos térmicos ou mecânicos, altera o seu estado e causa sua redistribuição, de modo que as tensões se reequilibrem. Ou seja, a presença de tensões residuais trativas no material é equilibrada por tensões residuais compressivas (Kandil et al, 2001). Os efeitos das tensões residuais trativas são conhecidos como prejudiciais por se somarem às tensões de serviço, mesmo no regime elástico (Figura 2.8), diminuindo a sobrevida em fadiga e aumentando a corrosão sobtensão. Por outro lado, as tensões residuais compressivas têm efeitos benéficos, inibindo a nucleação e a propagação de trincas (Withers & Bhadeshia, 2001; Löhe & Vöhringer, 2002).
  28. 28. 28 Figura 2.8 - Superposição das tensões residual e aplicada (Fonte: Lu, 2002 modificado). A classificação mais comum dos tipos de tensões residuais existentes está definida na literatura quanto à área de abrangência, a saber (Hilson et al, 2009): Tensões residuais do tipo I: São tensões a níveis macroscópicos, consideradas quase homogêneas na escala de vários grãos e equilibradas nos limites de todo os materiais. Exemplos típicos apresentam-se em materiais deformados plasticamente de maneira não uniforme, como barras sujeitas a dobramento além do limite elástico, processos de laminação, gradientes térmicos e têmpera em aço. Tensões residuais do tipo II: São tensões microscópicas, consideradas quase homogêneas na escala de um grão e equilibradas nos limites dos contornos de alguns grãos do material. Podem ocorrer em interfaces entre fases e partículas precipitadas e a matriz. Tensões residuais do tipo III: São tensões submicroscópicas, heterogêneas na escala de algumas distâncias interatômicas e equilibradas nos limites de algumas células unitárias. Ocorrem nos
  29. 29. 29 materiais metálicos sujeitos a processos que produzam descontinuidades na rede cristalina, tais como, vazios, impurezas e falhas de empilhamento, entre outros. A superposição das tensões residuais dos tipos I, II e III determina o estado total de tensões residuais em um ponto particular do material (Figura 2.9). Figura 2.9 - Superposição das TR dos tipos I, II e III (Fonte: Withers Bhadeshia, 2001). 2.3.1 Origem das tensões residuais Segundo Cindra Fonseca, 2000, as origens das tensões residuais são diversas e podem ser divididas em três grandes categorias, a saber: · Processamento e/ou carregamento mecânico: são geralmente causadas por um gradiente de deformação plástica devido à ação mecânica;
  30. 30. 30 · Transformação de fase: ocorre quando há variação heterogênea de volume causada por mudanças de fases; · Efeitos térmicos: ocorre quando há deformação plástica heterogênea durante aquecimento ou resfriamento não uniforme. As tensões residuais ainda podem ser produzidas por uma combinação destes três tipos. 2.3.2 Tensões residuais em juntas soldadas O desenvolvimento de tensões residuais é intrínseco ao processo de soldagem e é função dos parâmetros utilizados na execução do cordão de solda, tais como: geometria da junta, número de passes, composição química dos metais de base e de adição, e de outros fatores pertinentes ao processo de soldagem (Nguyen Wanab, 1996). A soldagem é caracterizada pelo aquecimento de regiões localizadas das peças, permanecendo o restante destas em temperaturas muito inferiores. As regiões aquecidas tendem a se dilatar, mas esta dilatação é dificultada pelas partes adjacentes submetidas a temperaturas menores, o que resulta no desenvolvimento de deformações elásticas e plásticas no material aquecido. Como consequência, ao final do processo de soldagem, tensões internas (tensões residuais) e mudanças permanentes de forma e de dimensões (distorções) ocorrem na peça (Modenesi et al, 2008). Durante a soldagem, as tensões residuais podem ser desenvolvidas devido ao aquecimento e resfriamento não uniforme em uma pequena área, acompanhado dos gradientes térmicos que surgem entre a superfície e o núcleo da junta. Além disso, as transformações de fase que ocorrem no metal de solda e zona afetada pelo calor contribuir para a evolução da tensão residual (Heinze et al, 2011). Para o caso da geração de tensões devido à transformação de fases na soldagem, as tensões surgem porque a transformação de algumas fases como a austenita para ferrita, bainita, perlita ou martensita, ocorre uma alteração de volume. Desta forma, o material da zona fundida e da zona termicamente afetada, que sofre transformação de
  31. 31. 31 fase, tende a se expandir, ou contrair, e será impedido pela parte fria do metal, não transformada (Cindra Fonseca, 2000). A magnitude das tensões residuais no cordão de solda está intimamente relacionada ao grau de restrição que a estrutura mecânica oferece. No processo de soldagem, sempre existem tensões residuais macroscópicas e microscópicas com complexas superposições. Entretanto, na prática da soldagem, geralmente, quando se fala de tensões residuais, estão implicitamente consideradas apenas tensões residuais macroscópicas, isto é, as tensões residuais do primeiro tipo (Hilson et al, 2009). Macherauch Wohlfahrt, 1977, comprovaram, experimentalmente, que as tensões residuais em juntas soldas são decorrentes da superposição das 3 fontes de tensões residuais em soldagem, entretanto, pode haver casos em que uma fonte pode prevalecer sobre as outras. Na Figura 2.10 está representada esquematicamente a variação das tensões residuais transversais em juntas soldadas por processos a arco convencionais. Figura 2.10 - Distribuição das tensões residuais em juntas de topo de processo a arco convencional: (C) contração, (R) Resfriamento superficial mais intenso e (T) Transformação de fase (Fonte: Macherauch Wohlfahrt, 1977).
  32. 32. 32 2.3.3 Tensometria por difração de raios-X As técnicas de medição de tensões residuais dividem-se em destrutivas e não destrutivas e, para alguns autores, como Hilson et al, 2009, ainda existem as técnicas parcialmente destrutivas, de acordo com o nível de dano introduzido no material estudado na sua aplicação. São destrutivas as técnicas que, para obtenção de informações de deformação suficientes para a análise das tensões residuais existentes, comprometem ou impossibilitam o uso da amostra analisada. As técnicas não destrutivas não precisam da remoção material e não provocam qualquer tipo de dano durante a medição de tensões residuais (Hilson et al, 2009). Existe uma variedade de técnicas disponíveis para a medição tensões ao longo de um intervalo de escalas de profundidade, tal como apresentado na Figura 2.11 (Hilson et al, 2009). Entre os métodos destrutivos mais usados podemos citar: · Método do furo cego ou furo incremental; · Método do anel; · Método do contorno. Os mais usuais métodos não destrutivos são: · Método de difração de raios-X; · Método de difração de nêutrons; · Método de ultrassom; · Método magnético.
  33. 33. 33 Figura 2.11 - Comparação entre os métodos de medição de tensão residual (Fonte: Hilson et al, 2009 modificado). A tensometria por difração de raios-X tem como princípio a medição do espaçamento entre planos da rede cristalina dos materiais, através do uso de feixes estreitos de raios-X. Este princípio é caracterizado, de uma maneira básica, pela incidência de um feixe monocromático sobre a superfície de um material, o qual será espalhado (difratado) e posteriormente detectado por algum dispositivo (Figura 2.12). No estado inicial, não deformado, o material metálico possui distância interplanar, 0 d , entre seus planos cristalinos. Figura 2.12 - Desenho esquemático do espalhamento das ondas de raios-X.
  34. 34. 34 Um feixe paralelo de raios-X, de comprimento de onda l , incide na superfície do material segundo um determinado ângulo de incidência 0 q . Este feixe é difratado sob o mesmo ângulo 0 q , desde que seja satisfeita a lei de Bragg (Equação 2.1): 0 0 nl = 2d .senq (2.1) Nessas condições, ao utilizar raios-X monocromáticos (l = constante), o valor do ângulo 0 q , referente a uma intensidade máxima de difração, depende da distância interplanar 0 d . A teoria da elasticidade do material sólido, oriunda da mecânica dos sólidos, prevê as seguintes relações: Tensão: s = D (2.2) F D A Deformação: e = Dd (2.3) 0 d Lei de Hooke (relação entre tensão e deformação) para estado uniaxial: e =s (2.4) E Onde: E é o módulo de elasticidade do material. Com o material sob tensão σ, a distância interplanar 0 d , varia de um valor Dd = d - 0 d , sendo d a distância interplanar no material tensionado, o que ocasiona a
  35. 35. 35 deformação e = Dd na rede cristalina do material. Nessas condições, a variação do 0 d ângulo de difração é igual a 0 Dq = d - d , que pode ser medida pela técnica da tensometria por raios-X (Taylor, 1961). Fazendo a diferenciação da lei de Bragg (equação 2.1) obtêm-se a relação entre a deformação e e o ângulo 0 q de difração: e = D d = -cot q .Dq 0 0 g d (2.5) Para efeitos de adequação ao estado real de tensões, utilizamos coordenadas polares (Figura 2.13). Então, da equação 2.5 pode-se extrair que: ( ) ( d d ) j y = × ( - ) o o , , cot (2.6) e j y q q q j y o o g d - = , Sabendo que: ( ) ( ) e s j s j y m s s s j y = × + × × - × + + sen2 sen2 1 2 3 (2.7) E 2 2 , 1 cos Figura 2.13 - Sistema de coordenadas polares.
  36. 36. 36 Mantendo fixo o ângulo j , e determinarmos a diferença entre as deformações em duas direções diferentes, segundo o ângulo y , tem-se: ( 2 ) ( 1 ) ( , 2 , 1 ) , , cot j y j y e j y -e j y = q × q -q o g (2.8) Reescrevendo o primeiro membro da equação 2.7, também em função da diferença entre as deformações em duas direções diferentes: ( ) ( ) ( ) ( sen sen ) 1 E 2 2 2 2 1 1 , , m s y y e j y e j y j + × × - - = (2.9) Substituindo-se o primeiro membro da equação 2.9 pelo segundo membro da equação 2.8, obtemos a equação utilizada no equipamento portátil de medição de tensões residuais: - s j y j y j sen sen = (2.10) ( ) ( q q ) ( ) 1 cot , 2 , 1 × × 1 y 2 y 2 2 q m g E o - + Esta equação é válida para quaisquer variações de ψ1 e ψ2 que impusermos ao equipamento. Podemos observar, através da equação 2.10, que a tensão residual existente no material é diretamente proporcional à derivada de 2θ, em função de sen²ψ. Sendo assim, é feita uma representação gráfica dos vários ângulos 2θ medidos, tendo sen²ψ como ordenada (Figura 2.14).
  37. 37. 37 Figura 2.14 - Estado de tensão do material em função do declive da curva 2θ x sen²ψ (Fonte: Cindra Fonseca, 2000). 2.4 Tratamentos de alívio de tensões Os tratamentos de alívio de tensões podem ser classificados em térmicos e mecânicos. Um dos métodos mais convencionais para aliviar tensões residuais é o recozimento, também conhecido como tratamento térmico de alívio de tensões (TTAT), no qual as peças, ou parte delas, são aquecidas a temperaturas elevadas por um período de tempo e resfriadas lentamente até a temperatura ambiente (Kwofie, 2009). A dinâmica do TTAT é simples: em temperaturas elevadas, a tensão de escoamento do material se torna muito baixa, de modo a não suportar as tensões internas dos componentes, assim, com as microdeformações plásticas que ocorrem, as tensões residuais são relaxadas. Para evitar reintrodução de tensões residuais, devido a contração térmica diferencial, é realizado o resfriamento lento, restando no material um estado de tensão residual baixo ou nulo (Kwofie, 2009). Os tratamentos térmicos são eficazes, mas sofrem de várias desvantagens/limitações que incluem (Kwofie, 2009; Zhao et al, 2008; Sun et al, 2004): · Alto consumo de energia e, consequentemente, elevação dos custos. · Formação de óxidos nas superfícies de componentes, que requerem posteriores processos de acabamento para removê-los.
  38. 38. 38 · Inconvenientes das peças de grandes dimensões, para as quais há a limitação do tamanho dos fornos disponíveis para estes tratamentos e as distorções que podem ocorrer nas estruturas e componentes tratados. · Inadequados para os componentes que são previamente submetidos a tratamentos térmicos, pois o processo de recozimento, muitas vezes, reduz os efeitos benéficos do tratamento térmico. Entre os tratamentos mecânicos, o alívio de tensões residuais por vibração vem se destacando por ser um método alternativo que possui um custo inferior em relação aos térmicos e também por ser aplicável em materiais com estruturas heterogêneas (Sun et al, 2004). No entanto, a falta de compreensão completa do fenômeno é a principal limitação para a aplicação do tratamento em larga escala. Sem esse entendimento se torna inviável para os engenheiros e gerentes de produção determinar quando, onde e como o processo pode ser efetivamente aplicado, especialmente, onde a fadiga é das principais preocupações. Além disso, como o custo de medição de tensões residuais é elevado e, por vezes, demorado, fica difícil saber a extensão da redução das tensões pelo tratamento (Kwofie, 2009; Zhao et al, 2008; Rao et al, 2007). 2.4.1 Alívio de tensões por vibração mecânica O alívio de tensões por vibração mecânica é um método baseado na ressonância vibratória, em que as peças são submetidas a vibrações de baixa frequência por um período de tempo (Kwofie, 2009). As tensões dinâmicas se combinam com tensões residuais e podem exceder o limite de escoamento do material, induzindo deformações plásticas em partes da estrutura e realinhando a estrutura cristalina, o que provoca redução dos campos de tensões residuais tornando-os mais baixos, ou seja, aliviando-os. Este método é bastante flexível, pois em alguns casos sua aplicação não depende da paralisação do equipamento que possui a parte a ser tratada (Rao et al, 2007). A técnica tem sido amplamente aplicada em juntas soldadas, durante e/ou após o processo de soldagem e, ainda, em alguns casos após outros processos de fabricação, tais como Sun et al, 2004, que estudaram os efeitos da vibração em chapas laminadas a quente e obtiveram redução de cerca de 48% nas macrotensões residuais.
  39. 39. 39 Este novo método possui algumas relevantes vantagens sobre os tratamentos térmicos, pois além de não alterar as propriedades mecânicas, as tensões não reaparecem. Os tratamentos por vibração mecânica apresentam custos até 90% inferiores, com utilização de apenas 1% da energia empregada nos tratamentos térmicos convencionais e duração aproximada de 30 minutos (Sun et al, 2004). Alguns autores pesquisaram a influência dos parâmetros de vibração, tais como, tipo e frequência de excitação, durante a soldagem de chapas de diferentes aços. Sun et al, 2004, utilizaram a técnica de alívio de tensões residuais por vibração em chapas de aço ARBL soldadas pelo processo TIG obtendo alívio das tensões residuais em grande parte dos pontos analisados. Neste trabalho ficou evidenciado que esta técnica resulta em um alívio heterogêneo das tensões residuais, tanto trativas quanto compressivas. Aiko et al, 2005 investigaram a influência do tipo de excitação no alívio de tensões residuais durante a soldagem de chapas finas. Neste estudo os autores consideraram duas condições de vibração, utilizando um ruído branco (combinação simultânea de todas as frequência de determinado intervalo), na faixa de 0 a 500Hz. A primeira condição usada foi sem filtro, ou seja, contendo todas as frequências da faixa estabelecida. No segundo caso, foi colocado um filtro com valor de frequência central próximo à primeira frequência natural do sistema (cerca de 36Hz). Também foi estabelecido como parâmetro a aceleração durante a vibração, sendo esta função da corrente imposta no excitador eletromecânico (shaker) – como mostrado na Tabela 2.1. Tabela 2.1 - Relação entre a corrente induzida no shaker e valor da aceleração (Aiko et al, 2005 modificado). Corrente (A) 0,5 1,0 Aceleração (G) 0,9 1,5 Os resultados obtidos por Aiko et al, 2005 mostraram que a redução dos valores de tensão residual foi significativa, principalmente próximo ao centro do cordão, em ambas as condições de vibração. Na direção transversal ao cordão de solda, para as amostras ensaiadas com modo de vibração utilizando filtro foram obtido valores de redução de 14 a 22%, comparando com os valores obtidos sem vibração. Já no caso do
  40. 40. 40 ruído sem filtro os valores obtidos para a aceleração mais baixa foram cerca de 26% menores e com aceleração mais elevada de 34% (Figura 2.15). (a) (b) Figura 2.15 - Tensões residuais (a) direção longitudinal; (b) no cordão de solda (Aiko et al, 2005 modificado). Os autores concluíram que essa redução seria decorrente da deformação plástica nas regiões próximas ao cordão de solda devido ao fato do limite de escoamento imediatamente após a soldagem ser muito menor do que o inicial. Assim, as áreas mais próximas do cordão deformam plasticamente sob um carregamento externo de baixa magnitude, resultando no alívio das tensões. Em outro trabalho, Aoki et al, 2007, ao contrário da pesquisa realizada em 2005, onde foi utilizada uma excitação do tipo ruído branco, os autores analisaram a influência de diferentes frequências de excitação harmônica no alívio das tensões residuais durante a soldagem de dois aços diferentes. Neste trabalho, as tensões residuais foram medidas somente ao longo do cordão de solda das amostras. Porém, antes de realizar os testes, foram determinadas as frequências naturais dos aços estudados, obtendo os valores
  41. 41. 41 (apenas teóricos) de 36 e 31Hz. Assim, as frequências de excitação escolhidas para os testes foram de 20, 30 e 40Hz. A fim de comparar os resultados, algumas amostras foram soldadas sem vibração. Os resultados obtidos mostraram que a tendência do tratamento de vibração é minimizar a magnitude das tensões residuais, independente da natureza das mesmas, trativas ou compressivas, sendo que a frequência de 30Hz forneceu os melhores níveis de alívio de tensão, porém, sem um padrão definido. Embasados na dinâmica de relaxação das tensões, causada por microdeformações plásticas, os autores propuseram um modelo analítico para descrever esse processo considerando um sistema massa-mola elastoplástico pré carregado (caracterizando as tensões residuais pós soldagem) para estudar o fenômeno e tentar aproximar o modelo do sistema real.
  42. 42. 42 3 Materiais e Métodos 3.1 Material No presente trabalho, foi estudado o aço DP600 (Dual-Phase: Ferrita+Martensita), fornecidos pela USIMINAS em forma de chapas de 4,15mm e 3,30mm de espessura com dimensões iniciais de 625 x 510mm. As composições químicas dos materiais, ligeiramente diferentes, estão indicadas nas Tabela 3.1 e Tabela 3.2. As propriedades mecânicas estabelecidas pela norma SAE J2745 e obtidas em laboratório estão mostradas na Tabela 3.3. Tabela 3.1 - Composição química do aço AHSS DP600 de 4,15mm (em % de peso). C Si Mn P S Al Cu Cr Ni 0,0485 1,03 1,17 0,015 0,001 0,040 0,01 0,07 0,02
  43. 43. 43 Tabela 3.2 - Composição química do aço AHSS DP600 de 3,30mm (em % de peso). C Si Mn P S Al Cu Cr Ni 0,0449 1,06 1,20 0,018 0,002 0,033 0,01 0,06 0,02 Tabela 3.3 - Propriedades mecânicas do aço DP600. σL.E. (MPa) σL.R. (MPa) Norma 340 - 440 600 Laboratório 330 550 3.2 Preparação das amostras 3.2.1 Corte O corte das amostras foi realizado por plasma no Laboratório de Tecnologia Mecânica - LTM, do Departamento de Engenharia Mecânica da UFF, utilizando Argônio (Ar) como gás de plasma, pois devido à grande quantidade de amostras o processo mecânico tornou-se inviável pelo tempo que seria despendido nesta etapa. Historicamente, em 1955 foi desenvolvido o corte a plasma, sendo o seu princípio de funcionamento semelhante ao da soldagem a plasma. O jato de plasma funde e expulsa o metal com grande eficiência, resultando em uma superfície com excelente acabamento, precisão dimensional, pouca ou nenhuma distorção e pequena zona termicamente afetada pelo calor (Marques et al, 2007). O corte a plasma pode ser manual ou mecanizado, com velocidade relativamente elevada, em linha reta ou em curva; em geral pode ser iniciado em qualquer ponto da peça (Marques et al, 2007). Neste trabalho foi utilizado ar comprimido como gás de plasma e sistema semiautomatizado, como detalha a Figura 3.1. As dimensões das amostras cortadas foram escolhidas de acordo com as necessidades para a realização dos ensaios de vibração das juntas soldadas, em posição central ao comprimento útil da amostra, denominada de viga no ensaio de vibração, e
  44. 44. 44 desconsiderando o comprimento que seria necessário para o engaste de mesma (cerca de 110mm). Assim sendo, um lado ficou maior do que o outro, como mostra a Figura 3.2. (a) (b) (c) Figura 3.1 - Detalhamento do sistema de corte a plasma: (a) montagem da tocha no sistema semiautomatizado, (b) módulo de plasma e (c) controle do carro da tocha. Figura 3.2 - Esquema de corte das chapas.
  45. 45. 45 3.2.2 Soldagem A soldagem autógena das amostras foi realizada pelo processo a plasma na empresa White Martins. O sistema automatizado padrão usado no processo está mostrado na Figura 3.3. Ele é composto por um robô Motoman SSF2000 com uma fonte de soldagem EWM Tetrix 400, um módulo de plasma ROB Control e a tocha PWM 400, além do chiller para resfriamento da tocha. Todo o sistema foi gerenciado pelo software Tetrix PCT 300, que limita a corrente de soldagem em 260A. Figura 3.3 - Sistema padrão de soldagem (Fonte: WHITE MARTINS modificado). Considerando que o material estudado continha camadas superficiais de óxidos e outras impurezas, antes da soldagem as superfícies foram preparadas através de esmerilhamento, a fim de evitar a desestabilização do arco e inclusão de impurezas durante o processo de soldagem, o que poderia acarretar defeitos, tais como poros nas juntas soldadas. A velocidade soldagem foi estabelecida em 0,22m/min (ou, aproximadamente, 0,37m/s), resultando em 21 amostras, para cada espessura, com dimensões aproximadas de 40 x 510mm. Como as chapas apresentavam espessuras diferentes, os demais
  46. 46. 46 parâmetros de soldagem (Tabela 3.4) foram determinados, para cada espessura, para garantir a melhor qualidade do cordão. Os valores de tensão são obtidos na confecção das juntas, pois esse parâmetro é definido pelo software no durante o processo de soldagem e depende dos demais parâmetros. Tabela 3.4 - Parâmetros de soldagem das juntas, em função da espessura das chapas. Espessura da chapa (mm) Corrente (I) Vazão do gás de Plasma (ℓ/min) Abertura do Keyhole (s) Vazão do gás de proteção (ℓ/min) 3,30 131 3,0 4,0 11,5 4,15 145 3,7 4,5 11 Como descrito no Capítulo 2, o parâmetro tempo de abertura do keyhole é de grande importância na soldagem a plasma e por essa razão foram necessários ensaios preliminares para a determinação desse tempo, que está diretamente relacionado aos demais parâmetros (corrente e vazão do gás de plasma). A vazão do gás de proteção (Ar) foi estabelecida inicialmente e não foram necessárias alterações durante os testes. Para as amostras de 3,30mm de espessura foi necessário um número maior de testes para determinar os parâmetros de soldagem, pois o processo keyhole (para essa espessura) estaria no limiar entre a soldagem e o corte (decorrente do elevado aporte térmico concentrado e pontual). Assim sendo, a técnica melt-in seria a indicada para esta espessura enquanto que não poderia ser empregada para a chapa de 4,15mm. Considerando que este trabalho visa comparar os níveis de tensões residuais gerados pelo mesmo modo de operação de soldagem a plasma, analisando o impacto da espessura nos valores de tensão em ambas, as juntas foram soldadas no modo keyhole. As Figura 3.4 e Figura 3.5 mostram, respectivamente, a preparação do sistema e o posicionamento da tocha para a soldagem das amostras.
  47. 47. 47 Figura 3.4 - Montagem do sistema de soldagem. Figura 3.5 - Posicionamento da tocha de soldagem.
  48. 48. 48 As dimensões finais das amostras, após a soldagem, estão representadas na Figura 3.6, onde a área hachurada representa o comprimento de engastamento da amostra na estrutura do teste de vibração. Figura 3.6 - Detalhamento das amostras. 3.3 Análise das tensões residuais As tensões residuais superficiais foram medidas e analisadas nas direções transversal e longitudinal das amostras, na superfície do cordão de solda, no Laboratório de Análise de Tensões – LAT, do Departamento de Engenharia Mecânica da UFF. Foi utilizada a técnica da tensometria por difração de raios-X para a medição das tensões residuais, pelo método sen2y, utilizando radiação Crka (lCrka = 2,29092Å) e difratando o plano (211) da ferrita. Foi usado um analisador de tensões da marca XStress3000 (Figura 3.7), fabricado pela Stresstech e adquirido através da Rede de Materiais TMEC/Petrobras.
  49. 49. 49 (a) (b) (c) Figura 3.7 - Analisador de tensões X-Stress3000: (a) Equipamento completo (b) Sistema de medição e (c) Colimador e tubo de raio-X. 3.4 Análise macro e microestrutural As análises macro e microestrutural foram realizadas por microscopia ótica, no Laboratório de Metalografia e Tratamentos Térmicos – LABMETT, do Departamento de Engenharia Mecânica da UFF.
  50. 50. 50 As amostras foram preparadas através de lixamento, com lixas 100, 200, 300, 400, 500, 600 e 1200. A seguir as amostras foram submetidas a limpeza ultrassônica, para retirar possíveis resíduos gerados durante o lixamento. No polimento, foi utilizada alumina de 1,0μm seguida de alumina fina (0,1μm). Após esse processo, para revelar a microestrutura, as superfícies foram atacadas com reagente Nital 2% e analisadas no microscópio ótico Neophot 32, para identificação das fases presentes. 3.5 Alívio de tensões por vibração mecânica O tratamento de alívio de tensões por vibração foi realizado no Laboratório de Acústica e Vibrações – LAVI, do Departamento de Engenharia Mecânica da Universidade Federal do Rio de Janeiro (COPPE/UFRJ). 3.5.1 Analise modal analítica Para um estudo mais detalhado fez-se necessária a determinação dos modos de vibração de cada tipo de amostra. Com esta finalidade, foi realizada uma análise modal a partir de um modelo analítico. Basicamente, pode-se definir a análise modal como o processo pelo qual se descreve a estrutura em termos de suas características naturais, tais como: frequências naturais, taxas de amortecimento e modos de vibração, que são propriedades dinâmicas do sistema. A Figura 3.8 apresenta, de forma esquemática, uma viga engastada em uma de suas extremidades e livre na outra. Considerando as forças e os momentos atuando sobre um elemento infinitesimal da viga e sendo V(x) o esforço cortante e M o momento fletor atuantes na seção transversal localizada na posição x , respectivamente; e w(x) o carregamento externo por unidade de comprimento da viga, podemos determinar as equações governantes do sistema através aplicação das equações de Newton-Euler (Inman, 2007).
  51. 51. 51 Figura 3.8 - Forças e momentos atuantes em um elemento da viga. Fazendo um balanço das forças atuantes na direção y, temos: dV - w(x) = 0 (3.1) Somando os momentos em relação à face do elemento, temos: dM -Vdx - w ( x )( dx )2 (3.2) 1 2 Aplicando o limite nas equações anteriores obtemos: dV = w(x) (3.3) dx dM = V (3.4) dx
  52. 52. 52 A equação 3.3 exprime que a taxa de variação do cisalhamento ao longo da viga é igual à carga por unidade de comprimento e a equação 3.4 mostra que a taxa de variação do momento ao longo da viga é igual ao cisalhamento. Das equações 3.3 e 3.4 obtemos: d M = dV = (3.5) ( ) 2 2 w x dx dx Sendo:      = 2    2 dx d y M EI (3.6) Substituindo em 3.3:   d d y  =  ( ) 2 2 2 2 w x dx EI dx     (3.7) Para uma viga em vibração, sob seu próprio peso, a carga por unidade de comprimento é igual à carga de inércia devido a sua própria massa e aceleração. Considerando que a força de inércia atua na mesma direção de w(x) e supondo o movimento harmônico, temos: w(x) = rAw 2 y (3.8) Onde: r =Massa específica; A = Área da seção transversal da viga. Usando esta relação na equação 3.7, a equação para a vibração da viga seria:
  53. 53. 53 d d y r w 2 0 (3.9) 2 2 2 2  = -        A y dx EI dx Sendo EI ( E = módulo de elasticidade e I = momento de inércia), rigidez de flexão da viga, constante, a equação 3.9 pode ser reescrita como: 4 - A y = dx EI r w 2 0 (3.10) d y 4 Substituindo: r A w 2 b 4 = (3.11) EI Obtemos a seguinte equação diferencial, para uma viga de seção uniforme: 4 - y = dx d y b 4 0 (3.12) 4 Supondo a solução da forma: y = Aeax (3.13) A qual satisfaz a equação diferencial quando: a = ±b e a = ±ib (3.14) Considerando:
  54. 54. 54 e±bx = coshb .x ± senhb .x (3.15) e±ibx = cosb .x ± isenb .x (3.16) Podemos escrever a solução geral como: y X (x) a cosh .x a senh .x a cos .x a sen .x 1 2 3 4 = = b + b + b + b (3.17) Da equação 3.11 temos as frequências naturais dadas por: EI w = b 2 (3.18) n r A Em que o valor de b depende das condições de contorno do problema. Dentre os casos estudados, primeiramente, as condições de contorno são consideradas para uma viga engastada em uma extremidade e livre na outra. Assim temos: dy X (0) = 0 e '(0) = = 0 X (3.19) dx Para x = l⇒ M = 0 e V = 0 (3.20) Com as condições de contorno estabelecidas, a equação 3.17 fica reduzida a: cosh(b .x).cos(b .x)+1 = 0 (3.21)
  55. 55. 55 E com esta equação podemos retirar um número de valores de l n b , correspondente a cada modo normal de oscilação. Para os quatro primeiros modos de vibração, na condição engastada-livre, temos: 1.87510407 1 b l = 4.69409113 2 b l = 7.85475744 3 b l = 10.99554073 4 b l = Para o caso da viga estar livre nas duas extremidades temos que: dy '(0) = '( ) = = 0 X X l (3.22) dx Assim, aplicando as condições na equação 3.17 temos os quatro primeiros modos de vibração, na condição livre-livre: 4,73000474 1 b l = 7,85320462 2 b l = 10,9956078 3 b l = 14,1371655 4 b l = 3.5.2 Análise modal experimental Os métodos experimentais de análise modal caracterizam-se pelo cálculo direto dos parâmetros modais da estrutura a partir dos registros no tempo de sua excitação e
  56. 56. 56 resposta. A estimativa dos parâmetros modais da estrutura a partir dos dados experimentais pode ser realizada diretamente dos sinais medidos ou após processamento dos mesmos. Isto pode ser feito no domínio do tempo ou no domínio da frequência. Para a realização dos experimentos foi necessário fazer um furo na amostra, utilizado para acoplá-la no excitador eletromecânico – shaker, como mostra a Figura 3.9. Figura 3.9 - Sistema de fixação da amostra no excitador eletromecânico – shaker. Foram obtidas, através de testes com martelo, as frequências naturais do sistema nas condições: livre-livre, livre-engastada e livre-acoplada ao shaker. Com esses resultados foi possível observar a magnitude da diferença entre os valores das frequências naturais. Tais valores são de grande importância para o tratamento, visto que os melhores percentuais de alívio são obtidos para vigas tratadas na frequência de ressonância. 3.5.3 Montagem e preparação do sistema para os ensaios Depois de obter as frequências naturais, as amostras foram engastadas (Figura 3.10) detalha e submetidas à vibração por meio do shaker conectado a um amplificador de potência (Figura 3.11), que recebe informações de um gerador de sinais incorporado no analisador de sinais (Figura 3.12).
  57. 57. 57 Figura 3.10 - Esquema de engastamento das amostras. Figura 3.11 - Amplificador de potência. Figura 3.12 - Analisador de sinais.
  58. 58. 58 Durante o ensaio, foram adquiridos dados das frequências naturais excitadas por meio do analisador de sinais. Com esses resultados, obteve-se uma análise modal experimental no domínio da frequência. O sistema de montagem do ensaio está representado na Figura 3.13. Para determinar os melhores parâmetros, foram realizados alguns testes preliminares nas amostras, pois não há informações na literatura suficientes. Figura 3.13 - Esquema de montagem do ensaio. Onde: 1- Analisador de sinais: HP Hewlett Packard; 2- Amplificador: Power Amplifier model2250MB; 3- Excitador – shaker; 4- Condicionador de sinais: PCB Model 442B104; 5- Oscilocópio: HP Hewlett Packard Model 54603B/60MHz 6- Acelerômetro (ICP Accelerometer/PCB model 353B03/890 Sensitity 100Hz) acoplado a amostra analisado.
  59. 59. 59 4 Resultados e discussões No presente capítulo, os resultados estão apresentados a partir do cálculo da energia de soldagem e caracterização microestrutural do material, seguidos dos modos de vibração, culminando com a análise das tensões residuais. 4.1 Cálculo da energia de soldagem a plasma O interesse térmico da operação de soldagem é, sobretudo, o de permitir a interpretação e prevenção dos fenômenos metalúrgicos que esta operação engloba. Nos processos de soldagem, o cordão de solda e pontos adjacentes a ele passam por ciclos térmicos que variam de acordo com suas localizações em relação à fonte de calor. Os pontos mais próximos da fonte de calor experimentam temperaturas mais elevadas e por tempos mais longos e todo esse efeito é mensurado a partir do cálculo da energia de soldagem, ou aporte térmico.
  60. 60. 60 O aporte térmico total é definido pela equação 4.1: V I v Ht = ´ (4.1) Onde: t H = aporte de calor, em J/cm; V = tensão no arco, em V; I = corrente de soldagem, em A; v = velocidade de soldagem, em cm/s. Entretanto, na soldagem, a energia produzida não é totalmente transferida para a peça. Para cada processo define-se um coeficiente η de eficiência de transferência de energia. Para o caso específico da soldagem a plasma pelo método keyhole a literatura relata que η está entre 0,8 e 0,9, onde adotaremos o valor intermediário η=0,85. Com isso, o aporte de calor líquido é definido por: V I v Hl =h ´ (4.2) Onde: l H = aporte de calor, em J/cm; η = eficiência térmica do processo; V = tensão no arco, em V; I = corrente de soldagem, em A; v = velocidade de soldagem, em cm/s.
  61. 61. 61 4.1.1 Junta soldada de 3,30mm A energia de soldagem a plasma para as chapas de 3,30mm foi calculada a partir dos parâmetros de soldagem apresentados na Tabela 3.4. Assim temos: V I v Hl =h ´ Substituindo os valores e sendo a tensão durante a soldagem 29V: 0,9 = ´ ´ l H 29 131 0,37 kg cm Hl = 9,6 4.1.2 Junta soldada de 4,15mm Para as chapas de 4,15mm a energia de soldagem a plasma, obtida a partir dos parâmetros de soldagem apresentados na Tabela 3.4, e o valor de tensão de 33V, foi: 0,9 = ´ ´ l H 33 145 0,37 kg cm Hl =11,6
  62. 62. 62 4.2 Análise macro e microestrutural 4.2.1 Junta soldada de 3,30mm A análise macroestrutural mostrou que foi produzida uma junta soldada a plasma de boa qualidade e penetração total, sem evidência de defeitos visuais. A extensão, aproximada, da superfície e da raiz do cordão de solda da chapa de 3,30mm foi de apenas 4,0mm e 1,5mm, respectivamente, como pode ser observado na Figura 4.1, que caracteriza a concentração de calor do processo. Na zona termicamente afetada (ZTA) a largura foi de cerca de 1,0 - 1,5mm. Figura 4.1 - Macrografia da junta soldada de 3,30mm. Através da análise microestrutural do aço foi observado que o metal de base é constituído por ilhas de martensita dispersas na matriz ferrítica (poligonal), confirmando a microestrutura bifásica do material (Figura 4.2).
  63. 63. 63 Figura 4.2 - Microestrutura bifásica do metal base de 3,30mm. Pela análise da zona termicamente afetada da junta soldada fica evidenciada a destruição da microestrutura bifásica do metal de base. Como pode ser observado na Figura 4.3, próximo ao metal de solda (MS) há uma região de crescimento de grãos e a ocorrência da transição destas fases para a predominância da fase ferrítica poligonal e segunda fase alinhada, com provável fase acicular no cordão de solda (Figura 4.4). (a) (b) Figura 4.3 - Microestrutura da ZTA da junta soldada de 3,30mm: a) próxima ao MB; b) próxima ao MS.
  64. 64. 64 Figura 4.4 - Microestrutura do cordão de solda de 3,30mm. 4.2.2 Junta soldada de 4,15mm Como observado na amostra de 3,30mm, a análise macroestrutural da junta soldada de 4,15mm mostrou também que a extensão da junta é pequena, porém, ligeiramente maior, se comparada com a outra espessura, com aproximadamente 5,0mm e 1,5mm (Figura 4.5), devido à alta concentração do aporte térmico. Contudo, a zona termicamente afetada apresentou largura semelhante à da amostra de 3,30mm, tendo apenas cerca de 1,0 - 1,5mm. Também ficou evidenciado que a junta não possui defeitos e/ou falhas visuais e que a penetração foi total. Figura 4.5 - Macrografia da junta soldada de 4,15mm.
  65. 65. 65 A microestrutura do metal de base da chapa de 4,15mm também é constituída por ilhas de martensita dispersas em matriz ferrítica (poligonal), como esperado para este material bifásico (Figura 4.6). Figura 4.6 - Microestrutura bifásica do metal base de 4,15mm. Nesta junta, a zona termicamente afetada apresenta com maior clareza a destruição da microestrutura bifásica do metal de base, como pode ser observado na Figura 4.7. Próximo ao metal de base (MB) já existe uma região de crescimento de grãos, que fica mais evidenciada ao se aproximar do metal de solda. (a) (b) Figura 4.7 - Microestrutura da ZTA da junta soldada de 4,15mm: a) próxima ao MB; b) próxima ao MS.
  66. 66. 66 A análise da Figura 4.7 e Figura 4.8 mostra a transição da microestrutura bifásica para a predominância da fase ferrítica poligonal e segunda fase alinhada, com provável fase ferrítica acicular no cordão de solda, como ocorrido na amostra de 3,30mm. Figura 4.8 - Microestrutura do cordão de solda de 4,15mm. 4.3 Ensaios de Vibração Mecânica 4.3.1 Análise modal analítica Foram calculadas as quatro primeiras frequências naturais para cada uma das chapas de aço AHSS com base na equação 3.18. Foram estudadas as frequências na condição livre-livre e engastada-livre (que serão referidas neste trabalho apenas como livre e engastada, respectivamente), com a finalidade de verificar, com maior detalhamento, como a montagem do sistema influencia as frequências naturais. O cálculo analítico das frequências foi realizado com o auxílio do software Matlab®, considerando as variações dimensionais causadas pelos cortes e soldagem das amostras. Os valores de desvio padrão (DP) e variância nas dimensões de largura (L) e
  67. 67. 67 comprimento (C) das amostras (vigas) após a soldagem, utilizados no programa, estão representados na Tabela 4.1. Tabela 4.1 - Valores de comprimento e largura das amostras. Amostra (mm) Desvio Padrão (mm) Variância (mm2) 3,30mm C 1,6 2,6 L 0,8 0,7 4,15mm C 1,4 1,9 L 1,3 1,7 Com os valores da Tabela 4.1 foi possível obter os histogramas com as frequências naturais do sistema e compará-los com os resultados experimentais, verificando a aproximação dos mesmos. Para tal, foi utilizado o Método de Monte Carlo e os modelos foram construídos considerando que o comprimento L e a largura C são variáveis aleatórias independentes, como segue: ( 2 ) L » N L , s e C » N ( C , s 2 ) 0 L 0 C No qual 0 L e 0 C correspondem aos valores nominais (40mm e 400mm, L s e 2 C s seriam a variância da largura e do respectivamente) de largura e comprimento; 2 comprimento (Tabela 4.1). Foi usado o gerador de números aleatórios do Matlab® para a obtenção de N valores de C e L. Entretanto, o programa necessita de um número de interações (N) mínimo tal que a distribuição de probabilidade das frequências naturais fosse confiável, ou seja, convergissem para uma determinada faixa. Assim sendo, foi utilizado o comando ksdensity com diferentes valores de N (1000, 5000, 8000 e 9000) e obtido o gráfico da Figura 4.9.
  68. 68. 68 Figura 4.9 - Distribuição de probabilidade. Como pode ser observado na Figura 4.9, para os valores de N acima de 5000 as curvas ficam muito semelhantes, não alterando, significativamente, a distribuição de probabilidade. Com isso, foi estabelecido o valor interações N=10000 para o cálculo das frequências naturais do sistema. Em todos os cálculos foi utilizado o valor do Módulo de Elasticidade indicado na literatura para o aço DP600 de 205GPa e massa específica 7854kg/m3. As quatro primeiras frequências naturais obtidas computacionalmente para as amostras de 3,30mm estão representadas na Tabela 4.2 e nas Figuras 4.10 à 4.13, onde se observa que, para a condição engastada, todos os valores são menores se comparados aos da condição livre.
  69. 69. 69 Tabela 4.2 - Frequências naturais das amostras de 3,30mm. Modo Frequência (Hz) Livre-livre Engastada-livre 1 66 17 2 182 107 3 356 299 4 589 585 (a) (b) Figura 4.10 - Histograma da primeira frequência natural calculada da amostra de 3,30mm: (a) livre; (b) engastada. (a) (b) Figura 4.11 - Histograma da segunda frequência natural calculada da amostra de 3,30mm: (a) livre; (b) engastada.
  70. 70. 70 (a) (b) Figura 4.12 - Histograma da terceira frequência natural calculada da amostra de 3,30mm: (a) livre; (b) engastada. (a) (b) Figura 4.13 - Histograma da quarta frequência natural calculada da amostra de 3,30mm: (a) livre; (b) engastada.
  71. 71. 71 Os cálculos realizados para as amostras de 3,30mm também foram feitos para as amostras de 4,15mm e estão apresentados na Tabela 4.3 e nas Figuras 4.14 à 4.17. Tabela 4.3 - Frequências naturais das amostras de 4,15mm. Modo Frequência (Hz) Livre-livre Engastada-livre 1 81 20 2 223 129 3 437 363 4 723 708 (a) (b) Figura 4.14 - Histograma da primeira frequência natural calculada da amostra de 4,15mm: (a) livre; (b) engastada.
  72. 72. 72 (a) (b) Figura 4.15 - Histograma da segunda frequência natural calculada da amostra de 4,15mm: (a) livre; (b) engastada. (a) (b) Figura 4.16 - Histograma da terceira frequência natural calculada da amostra de 4,15mm: (a) livre; (b) engastada.
  73. 73. 73 (a) (b) Figura 4.17 - Histograma da quarta frequência natural calculada da amostra de 4,15mm: (a) livre; (b) engastada. 4.3.2 Análise modal experimental Durante os ensaios de vibração, foram armazenados os dados das amostras ao longo das frequências varridas a fim de verificar as frequências naturais atingidas pelo ensaio e se estas estavam próximas aos valores calculados. A Figura 4.18 e Figura 4.19 representam as funções de resposta em frequência (FRF) da amostra de 3,30mm na condição livre e engastada, respectivamente.
  74. 74. 74 Figura 4.18 - Função de resposta em frequência das amostras 3,30mm de espessura na condição livre. Figura 4.19 - Função de resposta em frequência das amostras 3,30mm de espessura na condição engastada.
  75. 75. 75 Com base nos resultados apresentados pelas Figuras 4.18 e 4.19, foi realizado um estudo comparativo entre os valores teórico e experimental das frequências naturais obtidas para a condição livre (Tabela 4.4) e engastada (Tabela 4.5). Para tal, foi criado um fator a , definindo o percentual de variação entres as frequências, dado por: = f - f ´100 E C f C a Onde: = C f frequência natural obtida computacionalmente. = E f frequência natural obtida experimentalmente. Tabela 4.4 - Comparativo entre os valores das frequências naturais para condição livre das amostras de 3,30mm. Frequência Computacional Experimental Diferença (%) Primeira 66 70 6 Segunda 182 191 5 Terceira 356 374 5 Quarta 589 615 4 Tabela 4.5 - Comparativo entre os valores das frequências naturais para condição engastada-livre das amostras de 3,30mm. Frequência Computacional Experimental Diferença (%) Primeira 17 17 0 Segunda 107 95 -11 Terceira 299 262 -10 Quarta 585 558 -5 As Figuras 4.20 e 4.21 apresentam as FRF’s das amostras de 4,15mm, na condição livre (Figura 4.20), assim como para a condição engastada (Figura 4.21).
  76. 76. 76 Figura 4.20 - Função de resposta em frequência das amostras 4,15mm de espessura na condição livre. Figura 4.21 - Função de resposta em frequência das amostras de 4,15mm de espessura na condição engastada.
  77. 77. 77 Os valores de frequências naturais obtidas a partir das Figuras 4.20 e 4.21 são descritos na Tabela 4.6 (condição livre) e Tabela 4.21 (condição engastada), assim como as respectivas variações percentuais encontradas entre os valores teórico e experimental. Tabela 4.6 - Comparativo entre os valores das frequências naturais para condição livre das amostras de 4,15mm. Frequência Computacional Experimental Diferença (%) Primeira 81 89 10 Segunda 223 246 10 Terceira 437 483 11 Quarta 723 795 10 Tabela 4.7 - Comparativo entre os valores das frequências naturais para condição engastada-livre das amostras de 4,15mm. Frequência Computacional Experimental Diferença (%) Primeira 20 20 0 Segunda 129 124 -4 Terceira 363 376 -4 Quarta 708 705 -1 Analisando todos os dados apresentados, observa-se a existência de uma diferença percentual (na ordem de 10% para a condição livre e de 4% na engastada) entre os valores das frequências naturais teóricas e experimentais. Essa variação, mesmo sendo pequena, pode estar relacionada ao fato de ter sido utilizado nos cálculos um valor de Módulo de Elasticidade (E=205GPa) provenientes da literatura, que poderia não ser condizente com o material das amostras. Então, com o intuito de aproximar mais os valores teórico e experimental, foi realizada uma estimativa do módulo de elasticidade real, baseada nos dados experimentais das amostras de 3,30mm na condição livre-livre.
  78. 78. 78 Os valores oriundos da condição engastada-livre não seriam tão confiáveis quanto da livre-livre, pois não se pode assegurar engastamento perfeito das amostras durante o tratamento, ou seja, as condições de contorno não são tão próximas do ideal quanto na condição livre-livre. O sinal negativo na coluna diferença percentual observado nas Tabelas 4.5 e 4.7 mostra que as frequências naturais experimentais são menores do que as teóricas, afirmando que o engastamento tem flexibilidade. O cálculo do valor do módulo de elasticidade estimado ( exp E ) foi realizado com base na Equação 3.18 na forma apresentada a seguir: w r = A I E n 4 2 exp b A Tabela 4.8 mostra os valores exp E para as quatro primeiras frequências naturais estudadas. Tabela 4.8 - Valores estimados do módulo de elasticidade do material das amostras tratadas. Frequência exp E (GPa) Fator de ajuste Primeira 230,6 1,1249 Segunda 225,8 1,1013 Terceira 226,3 1,1037 Quarta 223,5 1,0902 * Fator de ajuste: E / E exp A Tabela 4.8 mostra que o valor do fator de ajuste converge para um valor próximo de 1,1, ficando evidente que o valor do módulo de elasticidade utilizado nos cálculo deveria ser corrigido. Contudo, para validar esse ajuste, foram recalculadas as frequências naturais das amostras de 4,15mm na condição livre-livre utilizando o
  79. 79. 79 módulo de elasticidade experimental E 1,1E exp = e os novos valores obtidos estão apresentados na Tabela 4.9. Tabela 4.9 - Novos valores das frequências naturais teóricas para condição livre-livre das amostras de 4,15mm. Frequência Computacional Experimental Diferença (%) Primeira 85 89 5 Segunda 233 246 6 Terceira 458 483 5 Quarta 758 795 5 Fazendo uma análise dos novos valores apresentados na Tabela 4.9, é possível depreender que houve uma variação percentual menor entre os valores teóricos e experimentais das frequências naturais do sistema (por volta de 5%). Com isso fica claro que é necessário conhecer as propriedades mecânicas do material para que o modelo se aproxime ao máximo do sistema real. Na literatura, autores, como Aiko et al, 2007, usaram os valores analíticos das frequências naturais sem, entretanto, fazer comparação com valores experimentais a fim de verificar o grau de aproximação entre experimental e teórico, como realizado no presente trabalho. Com relação aos testes, observou-se que as amostras de 4,15mm solicitavam mais o conector do shaker, devido à sua maior rigidez, causada pela diferença de espessura. Assim sendo, a corrente foi reduzida para as amostras mais espessas a fim de evitar o colapso do sistema durante os ensaios. A Tabela 4.10 mostra os parâmetros finais do tratamento de alívio de tensões residuais por vibração mecânica.
  80. 80. 80 Tabela 4.10 - Parâmetros do tratamento de vibração. Espessura da amostra (mm) Tipo de excitação Corrente (A) Tempo (s) 3,30 3º Harmônico 4,0 600 Ruído - 4,15 3º Harmônico 3,7 Ruído - Os harmônicos são as frequências naturais, determinadas a partir dos dados computacionais e experimentais, de cada sistema. O ruído utilizado, para ambas as espessuras, foi limitado por um filtro passa banda (50,450)Hz, ou seja, as frequências devem estar no intervalo compreendido entre 50Hz e 450Hz, excitando duas frequências naturais de ambas as espessuras. A 3ª frequência natural foi estabelecida em virtude da limitação do acoplamento shaker-peça, que rompia nas duas primeiras frequências naturais. 4.4 Análise das tensões residuais As tensões residuais superficiais foram analisadas, primeiramente, no material na condição como recebido, obtendo um valor médio de -200MPa em ambas as chapas. Após a soldagem, as tensões residuais foram analisadas em todas as amostras, na região central do cordão de solda, nas direções, longitudinal (L) e transversal (T). A Tabela 4.11 e as Figuras 4.22 e 4.23 mostram os valores de tensão residual obtidos nas amostras de 3,30mm de espessura após a soldagem a após o tratamento de vibração na condição de excitação com ruído branco.

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