Tatianede camposchuvas2012

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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

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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

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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.)
Prof. Antônio Lopes Gama (D.Sc.)
Prof. João Marcos Alcoforado Rebello (D.Sc.)
Universidade Federal do Rio de Janeiro

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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, 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.

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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
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
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.

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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

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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
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
longitudinal. ............................................................................................................................................... 85
transversal, considerando 4 amostras. ....................................................................................................... 86
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
transversal. ................................................................................................................................................. 90
longitudinal. ............................................................................................................................................... 90
transversal, considerando 4 amostras. ....................................................................................................... 91
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
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
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
4.2 ANÁLISE MACRO E MICROESTRUTURAL.......................................................................... 62
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
6 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ............................................................. 99
7 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ............................................................................ 100

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
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
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
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
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
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
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
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
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
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
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
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
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
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
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
· 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
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
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
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
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
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
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
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
· 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
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
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
(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
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
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
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
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
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
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 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
(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
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
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
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
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
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
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
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
Figura 3.10 - Esquema de engastamento das amostras.
Figura 3.11 - Amplificador de potência.
Figura 3.12 - Analisador de sinais.

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
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
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
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
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
4.2 Análise macro e microestrutural
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
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
Figura 4.4 - Microestrutura do cordão de solda de 3,30mm.
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
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
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
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
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
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

70
(a) (b)
Figura 4.12 - Histograma da terceira frequência natural calculada da amostra de
(a) (b)
Figura 4.13 - Histograma da quarta frequência natural calculada da amostra de 3,30mm:
(a) livre; (b) engastada.

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

72
(a) (b)
Figura 4.15 - Histograma da segunda frequência natural calculada da amostra de
(a) (b)
Figura 4.16 - Histograma da terceira frequência natural calculada da amostra de

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
Figura 4.18 - Função de resposta em frequência das amostras 3,30mm de espessura na
condição livre.
condição engastada.

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.
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
condição livre.
Figura 4.21 - Função de resposta em frequência das amostras de 4,15mm de espessura
na condição engastada.

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
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.
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
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
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
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
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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