União de juntas dissimilares alumínio-aço de chapas finas pelo processo de soldagem por atrito com pino não consumível (SAPNC) - Página 2

 

As juntas soldadas são apresentadas na Figura 4a, destacando o estado da superfície soldada, as imagens dos testes de dobramento, e as macrografias da seção transversal das juntas. A Figura 4a-(1) corresponde à superfície da junta soldada com os parâmetros (1) da Tabela 2. Apesar de o acabamento ser adequado, o teste de dobramento mostra a abertura severa da raiz, evidenciando falta de penetração, o que é comprovado na imagem da macro, na região demarcada pelo quadro vermelho. Como era de se esperar, a medida que aumenta a penetração da ferramenta a região soldada se torna maior, como mostrado na junta da Figura 4a-(2), mas ainda sem penetração total. No entanto, é clara a perda de qualidade superficial, a qual coincide com a aderência de alumínio na ferramenta, formando uma crosta espessa como mostrado na Figura 5a. Finalmente, a condição de soldagem representada na Figura 4a-(3) mostra a obtenção de uma junta com penetração total, mas com uma superfície soldada precária. Esta junta foi obtida com a mesma penetração da condição (2), mas com um deslocamento da ferramenta maior. Portanto, existe uma relação entre o deslocamento da ferramenta e a penetração na junta soldada, o qual é fundamental no momento de considerar a geometria da ferramenta para a soldagem de juntas dissimilares.

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Indícios do acontecido à ferramenta durante a aderência do alumínio na soldagem são observados na Figura 5b; duas regiões na crosta de alumínio aderido à ferramenta são formadas. A superfície brilhante é atribuída à maior entrada de calor durante o processo de soldagem, por possível microfusão [21]. Um parâmetro que governa a quantidade de calor gerado é a área de contado entre o ombro da ferramenta e a junta. Esta área, em parte, está definida pela geometria da ferramenta e pela penetração, para os quais foi elaborado o esquema da Figura 4b, penetração de 1,5 e 1,7 mm.

O aumento na área de contato, por efeito da penetração, gera mais calor, plastificando ainda mais o alumínio que termina sendo depositado na ferramenta. Isso acarreta não só em uma superfície de acabamento ruim, com vazios ao longo da linha da junta, como também na perda significativa de espessura na região da junta soldada. Porém, o aumento na temperatura não está sujeito unicamente à área de contato entre ombro e junta, mas também depende de quanto do ombro entra em contato com o aço. À medida que o deslocamento da ferramenta aumenta, uma maior porção do ombro entra em atrito com o aço, elevando a temperatura substancialmente. Este aumento torna o metal plastificado mais instável, fazendo com que ele se aglomere na ferramenta e não na junta.

Para verificar estas hipóteses foram comparadas duas juntas soldadas com deslocamentos de -0,2; 0,0 e +0,2 mm, apresentadas na Figura 6. O aporte térmico (AT) durante estas soldagens foi calculado baseado na potência exercida pela máquina P [J.s-1], o torque T [N.m], a velocidade de rotação ω [rpm], e a velocidade de avanço υ [mm.min-1], segundo as equações seguintes:

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Os resultados são apresentados no quadro em vermelho na Figura 6. Comparando as Figura 6a-b é evidente como os deslocamentos e as profundidades maiores da ferramenta geraram quantidades de calor maiores, o qual repercute diretamente no aspecto superficial da junta soldada, confirmando as hipóteses discutidas anteriormente.

Adicional ao efeito no aspecto superficial das juntas soldadas quando há aderência de alumínio, está a perda de estabilidade no processo de soldagem. As forças se tornam instáveis à medida que o alumínio se adere à ferramenta, o que impede o controle do processo através da força axial. Um exemplo disto é a curva da posição em Z, mostrada na Figura 4c. As quedas bruscas na profundidade da ferramenta correspondem a instantes nos quais o alumínio aderiu à ferramenta. O controle na área de contato permite a redução do calor gerado, melhor acabamento superficial e maior estabilidade do processo, o que é exemplificado na Figura 6a. O melhor acabamento superficial é obtido quando a largura do cordão de soldagem se encontra entre 11 e 13 mm. A Tabela 3 resume as condições de soldagem e as principais observações tanto na junta soldada quanto durante a soldagem. Os resultados mostram como a profundidade atingida pela soldagem aumenta com o deslocamento, tornando possível a junção de chapas de 2,0 mm com a ferramenta definida. No entanto, esta última medida deve ser tomada com cuidado, evitando aumento drástico na geração de calor, para o qual é conveniente aumentar o deslocamento com a diminuição da área de contato da ferramenta.

As curvas de força e penetração da Figura 6c-d, obtidas na soldagem de juntas usando os modos de controle de posição e controle de força, permitem estabelecer o efeito destes modos de soldagem na penetração na junta soldada. Convencionalmente o modo de soldagem por controle de posição é realizado inicialmente para definir os parâmetros de soldagem, entre estes a força axial a ser utilizada no modo de soldagem por controle de força, que é o utilizado para a soldagem final. Da Figura 6c-d é claro que no modo de controle de posição a força sob a ferramenta muda para manter a penetração; o contrário acontece no modo de controle de força. Neste último a carga oscila de forma constante ao redor de 3800 N (valor definido para a soldagem), mas as mudanças na penetração, particularmente no caso de soldagem de ligas de alumínio de chapas finas, resulta definitivo para a formação de falta de preenchimento na raiz. Isto indica que o modo de soldagem por controle de força é mais segura para a obtenção de juntas sem defeitos para chapas finas.

Finalmente as juntas soldadas foram observadas por MO e MEV para caracterização das diferentes regiões. Em geral as juntas soldada estão formadas por seis regiões designadas como: metal de base do alumínio (MBAl), zona termicamente afetada do Al (ZTAAl), zona termo-mecanicamente afetada do Al (ZTMAAl), zona misturada (ZM), zona termo-mecanicamente afetada do aço (ZTMAAço), zona termicamente afetada do aço (ZTAAço), metal de base do aço (MBAço). Estas são apresentadas na Figura 7, a qual corresponde à microestrutura da junta da Figura 4a-1. Do lado do alumínio as características microestruturais são similares as observadas em juntas convencionais de alumínio por SAPNC: (1) ZTA caracterizada pelo crescimento de grão αAl, (2) ZTMA sendo esta uma região estreita com grãos αAl alongados, (3) ZM sem possibilidade de identificação dos grãos por meio de MO, devido a seu tamanho de grão pequeno.

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Da Figura 4a-3 um dos elementos de destaque é o pé formado pela entrada do aço no alumínio. A extensão desse pé está diretamente relacionada com o deslocamento da ferramenta e suscita um comportamento diferente na ZTMA na raiz da junta, como mostras as imagens R1 e R2 da Figura 7. R1 corresponde a uma região de crescimento de grãos e R2, sempre do lado do pé, a uma zona de intensa deformação plástica. A ZM caracteriza-se pela formação de grãos equiaxiais finos, como mostrado na Figura 8a, destacados em amarelo. Também se observou a presença dos precipitados AlFeSi, agora distribuídos aleatoriamente na matriz (Figura 8b-d). Não foi observada nenhuma mudança nestes precipitados, o que indica que mesmo a deformação severa e o calor gerado na ZM resultam insuficientes para a fusão parcial, com a conseqüente formação de liquação constitucional.

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Do lado do aço, o ponto mais importante é a formação de uma ZTMA a qual na soldagem de juntas convencionais de aço é eliminada pela transformação polimórfica ferrita-austenita-ferrita, induzido pela alta temperatura do processo. Neste caso como a temperatura de soldagem é menor que a tempera de fusão do alumínio, a deformação gerada no aço permanece.

4. Conclusões


Foram avaliados os parâmetros de soldagem para a junção por FSW de juntas dissimilares alumínio-aço em chapas de 2,0 mm de espessura. Os parâmetros de soldagem selecionados foram o deslocamento (offset) e a penetração da ferramenta, sendo avaliados por três critérios: o aspecto da superfície solda, a penetração na junta e o estado da ferramenta. Deste estudo, podem ser emitidas as seguintes conclusões.

  • A obtenção de juntas consolidadas - com penetração total - é um balanço entre a geometria da ferramenta (diâmetro do ombro e comprimento do pino) e o deslocamento da mesma (offset), combinados adequadamente para reduzir o calor gerado na junta e evitar o amolecimento excessivo do alumínio.
  • Foram obtidas juntas soldadas com acabamento superficial adequado quando a largura do cordão se encontra entre 11 e 13 mm. Foi determinado que o aspecto superficial da junta soldada depende da não aderência do alumínio na ferramenta, o qual está sujeito ao aporte de calor, que por sua vez depende da área de contato entre ombro e junta.
  • A aderência do alumínio na ferramenta, além de interferir no aspecto da superfície soldada, reduz drasticamente a espessura e gera defeitos superficiais e volumétricos ao longo da junta. Igualmente, a aderência é responsável pela perda da estabilidade do processo de soldagem, ao gerar quedas drásticas da força axial quando alumínio adere ou se desprende da ferramenta.
  • Foi mostrado como para a soldagem de chapas finas o modo de controle por posição resulta mais efetivo para a obtenção de juntas soldadas sem defeitos de raiz. As mudanças de posição no modo de controle por força resultam suficientes para evitar o preenchimento total na junta.
  • A SAPNC de juntas dissimilares Al-aço resulta na formação de sete regiões na juntas soldadas: (MBAl), zona termicamente afetada do Al (ZTAAl), zona termo-mecânicamente afetada do Al (ZTMAAl), zona misturada (ZM), zona termo-mecânicamente afetada do aço (ZTMAAço), zona termicamente afetada do aço (ZTAAço), metal de base do aço (MBAço).
  • A formação de ZTMAAço neste sistema é de se esperar, devido à alta deformação e baixa temperatura atingidos durante a soldagem, inibindo a transformação polimórfica do aço.
  • Os precipitados AlFeSi da liga 6063-T5 se mostram imunes à deformação severa e a temperatura geradas durante a SAPNC.

6. Referências Bibliografia


[1] AGUDO, L. et al., Intermetallic FexAly-phases in a steel/Al-alloy fusion weld, Journal of Materials Science and Engineering, v. 42, p. 4205-4214, 2007. DOI 10.1007/s10853-006-0644-0.
[2] WATANABE, T. et al., Joining of aluminum alloy to steel by friction stir welding, Journal of Materials Processing Technology, v. 178, p. 342-349, 2006.
[3] CHEN, C.M.; KOVACEVIC., R. Joining of Al 6061 alloy to AISI 1018 steel by combined effects of fusion and solid state welding, International Journal of Machine Tools and Manufacture, v. 44, p. 1205-1214, 2004.
[4] JIANG, W.H.; KOVACEVIC, R., Feasibility study of friction stir welding of 6061-T6 aluminium alloy with AISI 1018 steel, Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, v. 218, p. 1323-1331, 2004.
[5] M. FUKUMOTO, et al. Proceedings of the Fifth International Friction Stir Welding Symposium, France, 2004.
[6] UZUN, H., et al. Friction stir welding of dissimilar Al 6013-T4 to X5CrNi18-10 stainless steel, Materials and Design, v. 26, p. 41-46, 2005.
[7] LEE, W. et al., Interfacial reaction in steel-aluminum joints made by friction stir welding, Scripta Materialia, v. 55, p. 355-358, 2006.
[8] CHEN, T. J., Process parameters study on FSW joint of dissimilar metals for aluminium-steel, Journal of Materials Science, v. 44, p. 2573-2580, 2009.
[9] CHEN T. P., LIN, W.-B., Optimal FSW process parameters for interface and welded zone toughness of dissimilar aluminum-steel joint. Science and Technology of Welding and Joining v. 15, n. 4, p. 279-285, 2010.
[10] T. YASUI, et al. Proceedings of the Fifth International Friction Stir Welding Symposium, France, 2004.
[11] TANAKA, T., et al., Comprehensive analysis of joint strength for dissimilar friction stir welds of mild steel to aluminum alloys, Scripta Materialia, doi:10.1016/j.scriptamat.2009.06.022.
[12] SOUNDARARAJAN, V., KOVACEVIC, R., Proceedings of the Sixth International Symposium on Friction Stir Welding, Quebec, Canada, 2006.
[13] R. S. COELHO et al, Microstructure and Mechanical Properties of an AA6181-T4 Aluminium Alloy to HC340LA High Strength Steel Friction Stir OverlapWeld, Advanced Engineering Materials, v.10, n. 10, p. 961-972, 2008.
[14] R. S. COELHO et al, EBSD Technique Visualization of Material Flow in Aluminum to Steel Friction-Stir DissimilarWelding, Advanced Engineering Materials, v. 10, n. 12, p. 1127-1133, 2008.
[15] TOTTEN, G.E.; MACKENZI, D.S. Handbook of Aluminum: Physical Metallurgy and Processes, v. 1, Marcel Dekker, Inc, New York, USA, 2003.
[16] BOURGET, J.-P. et al., Optimization of heat treatment in cold-drawn 6063 aluminium tubes, Journal of Materials Processing Technology, v. 209, p. 5035-5041, 2009.
[17] ZHANG, J. et al., Equilibrium pseudobinary Al-Mg2Si phase diagram, Materials Science and Technology, v.17, p. 494-496, 2001.
[18] HEINZ, B. et al., Characterization of a Friction-Stir-Welded Aluminum Alloy 6013, Metallurgical and Materials Transactions B, v. 33, p. 489-498, 2002.
[19] GAVGALI, M. et al., The effects of artificial aging on wear properties of AA 6063 alloy, Materials Letters, v. 57, p. 3713-3721, 2003.
[20] AL-MARAHLEH, G. Effect of heat treatment on the distribution and volume Fraction of Mg2Si in structural aluminum alloy 6063, Metal Science and Heat Treatment, v. 48, n. 5-6, p. 205-209, 2006.
[21] YANG, Y.K. et al., Liquation of Mg alloys in friction stir spot welding, Welding Journal, v. 87, n. 7, p. 167s-177s, 2008.

Fonte:

Seielo



     

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