Tratamento térmico do aço inoxidável AISI

O aço inoxidável AISI 420 possui composição química conforme Tab. 2.5.1.

Tabela 2.5.1 - Composição química (% em massa) do aço inoxidável AISI 420

C (%) Mn (%) Si (%) Cr (%) Ni P (%) S (%)

0,15 min 1,00% max 1,00% max 12,00 a 14,00% - 0,04% max 0,03% max Fonte: AMERICAN SOCIETY FOR METALS, 2005

Os aços inoxidáveis martensíticos foram desenvolvidos para satisfazer uma necessidade de materiais resistentes à corrosão e que podem ser endurecidas por tratamento térmico. Estes aços possuem elementos de liga como cromo entre 11,5 e 18,0% em massa e com até 0,6% de carbono. Foram projetados para serem totalmente austeníticos a temperaturas elevadas. Esta austenita pode, subsequentemente, ser endurecida por resfriamento, rápido ou lento, até à temperatura ambiente, a partir da temperatura de austenitização (SMITH, 1996, apud BARLOW e DU TOIT, 2012), que permite a transformação em martensita (SMITH, 1996; PICKERING, 1979, apud BARLOW e DU TOIT, 2012). Devido ao seu alto teor de elementos de liga, os aços inoxidáveis martensíticos demonstram excelente endurecimento (BARLOW e DU TOIT, 2012).

Diferentemente de outros aços inoxidáveis, os martensíticos podem ser temperados para proporcionar alta resistência à tração e dureza. No entanto, estes aços geralmente têm baixa resistência à corrosão devido às limitações no teor de cromo e de níquel (BLETTON, 1990, apud CALLIARI, 2008).

Existem algumas adições de elementos de liga que servem para aumentar a dureza e a resistência à corrosão. As mais comuns são nitrogênio (N), níquel (Ni) e molibdênio (Mo). Este último serve para aumentar a resistência à corrosão e para modificar a sequência de precipitação de carbonetos. Porém é importante controlar o teor de Mo com adições de N e de Ni para evitar o excesso de ferrita. O N pode ainda contribuir para modificar a precipitação de carboneto de cromo durante a têmpera, que influencia bastante a resistência à corrosão (KALUBA, W; KALUBA, T. e TAILLARD, 1999; LEDA, 1995; REVIE e UHLIG, 2011).

Na transformação martensítica típica dos aços, a austenita, que apresenta estrutura cúbica de faces centradas, se transforma em martensita, uma fase metaestável, com estrutura tetragonal

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de corpo centrado. O surgimento dessa nova fase não altera a composição química. No fresamento em que se utiliza condições de alto avanço com velocidade de corte também elevada, a temperatura na região de corte deve passar de 900 ºC e como a aplicação do fluido de corte é necessária, ocorre um resfriamento muito rápido, impedindo os movimentos atômicos de difusão, favorecendo o aparecimento da fase martensítica. Ao contrário de outras transformações que está baseada na difusão atômica e no processo de nucleação e crescimento de uma nova fase no interior de uma fase existente, a transformação em martensita ocorre por cisalhamento de volumes discretos de material, com movimento simultâneo de átomos em distâncias interatômicas, que não caracterizam o movimento por difusão de átomos (SANTOS, 2006).

Na Fig. 2.5.1 pode-se observar o diagrama pseudobinário do sistema Fe-C-Cr para a composição fixa de 13,0% de cromo (BUNGARDT, 1958, apud PINEDO, 2004). As principais transformações de fase ocorrem na composição base Fe-0,4%C-13%Cr, onde a linha tracejada no diagrama indica teor de 0,4% em massa de carbono. No aço inoxidável AISI 420 a solidificação se inicia pela formação de ferrita (α). No estado sólido, a característica mais importante é a presença do campo monofásico de estabilidade da austenita (γ), bifásico de austenita (γ)/carboneto M23C6 e trifásico de austenita (γ)/M23C6/M7C3, em uma ampla faixa de temperatura, que permite a têmpera do aço. Na temperatura ambiente, a microestrutura é composta de uma matriz ferrítica com carbonetos tipo M23C6. É importante salientar que, apesar do diagrama pseudobinário informar os campos de estabilidade de fases e os pontos de transformações, não é possível obter a fração das fases em equilíbrio ou sua composição (RHINES, 1956, apud PINEDO, 2004).

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Figura 2.5.1 - Diagrama pseudobinário do sistema Fe-C-Cr (BUNGARDT, 1958, apud PINEDO, 2004).

Em 2012, BARLOW e DU TOIT estudaram o efeito do tratamento térmico de austenitização na microestrutura de duas amostras (HEAT1 e HEAT2) de aço inoxidável martensítico AISI 420 com a composição apresentada na Tab. 2.5.2.

Tabela 2.5.2 - Composição química com % em massa das amostras HEAT1 e HEAT 2.

Fonte: BARLOW e DU TOIT, 2012.

A microestrutura da HEAT2, fornecida na condição recozida, conforme Fig. 2.5.2, é constituída de uma matriz ferrítica com dispersão de carbonetos esferoidizados tipo M23C6, único carboneto presente na condição recozido segundo Andrés et al. (1998). Porém, segundo BJARBO e HATTERSTRAND, (2001), aços com mais de 0,2% de carbono (% em massa) e com 12% a 13% de cromo (% em massa), possuem carbonetos M3C, M7C3 e M23C6. Relata ainda que a precipitação depende do tempo, precipitando primeiro o M3C, seguido pelo M7C3 e por último o

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M23C6, consistindo este último principalmente de ferro e cromo. As durezas encontradas nas amostras foram de 209±7 HV para HEAT 1 e 195±4 HV para HEAT 2 (BARLOW e DU TOIT, 2012).

Figura 2.5.2 - MEV da microestrutura da amostra HEAT2 de aço inoxidável AISI 420, fornecida na condição sem tratamento térmico (BARLOW e DU TOIT, 2012).

A microestrutura da HEAT2, conforme Fig. 2.5.3, apresenta carbonetos esferoidizados tipo M23C6 em uma matriz martensítica fina. A forma e a distribuição dos carbonetos sugerem que são precipitados não dissolvidos. As durezas encontradas nas amostras foram 664 ± 12 HV para HEAT 1 e 639 ± 10 HV para HEAT 2. Estes altos valores de dureza podem ser atribuídos à matriz martensítica fina e a baixa quantidade de austenita retida (BARLOW e DU TOIT, 2012).

Figura 2.5.3 - MEV da microestrutura da amostra HEAT2 de aço inoxidável AISI 420, após austenitização por 15min a 1000ºC e temperado em óleo (BARLOW e DU TOIT, 2012).

5 μm Carbonetos M23C6 esferoidizados Carbonetos bem pequenos 13 μm

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A microestrutura da HEAT1, conforme Fig. 2.5.4, apresenta partículas de carboneto bem definidas em uma matriz martensítica. Isto confirma que uma temperatura de austenitização de 1050 ºC ainda está abaixo da temperatura requerida para dissolver os precipitados de M23C6 nas duas amostras examinadas. As durezas encontradas nas amostras foram 678 ± 9 HV para HEAT1 e 665 ± 9 HV para HEAT 2 (BARLOW e DU TOIT, 2012).

Figura 2.5.4 - Microscopia óptica da microestrutura da amostra HEAT1 de aço inoxidável AISI 420, após austenitização por 15min a 1050ºC e temperado em óleo. Ampliação 200x (BARLOW e DU TOIT, 2012).

A Fig. 2.5.5 apresenta a microestrutura do aço inoxidável AISI 420 na condição recozido.

Figura 2.5.5 - Microestrutura do aço AISI 420 no estado recozido. Reagente de Vilella. (PINEDO, 2004)

A dissolução gradual dos carbonetos até temperaturas de austenitização próximas de 1175°C, onde observa-se a dissolução completa dos carbonetos em ambas as amostras, afeta a

50 μm Carbonetos bem pequenos Carbonetos M23C6 esferoidizados

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quantidade de austenita retida, dureza e tamanhos de grãos dos aços. O efeito da temperatura de austenitização sobre a dureza é mostrado na Fig. 2.5.6. Os valores de dureza medidos nas amostras têm incremento pouco significativo até a temperatura de 1075ºC devido à dissolução gradual dos carbonetos M23C6, que eleva o teor de carbono da austenita em altas temperaturas. Embora haja austenita retida até a temperatura de 1075ºC, a quantidade não é suficiente para reduzir a dureza de forma significativa. Acima de 1075ºC, a quantidade de austenita retida aumenta significativamente com o aumento da temperatura devido ao aumento da dissolução de carbonetos levando a uma considerável redução de dureza (BARLOW e DU TOIT, 2012).

Figura 2.5.6 - Influência da temperatura de austenitização para HEATS 1 e 2 (com intervalo de confiança de 95%) (BARLOW e DU TOIT, 2012)

A martensita em forma de agulha ou ripa é a fase mais comum na microestrutura após a têmpera. Carbonetos finos são visíveis a temperaturas mais baixas, porém, a quantidade de carbonetos diminui com o aumento da temperatura de austenitização de 980ºC para 1050ºC. A Fig. 2.5.7 mostra as diferentes microestruturas de acordo com a temperatura de austenitização (ISFAHANY, SAGHAFIAN E BORHANI, 2011).

D ur ez a (H V ) Temperatura de austenitização (ºC)

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Figura 2.5.7 - Microestrutura do aço inoxidável AISI 420 austenitizado em diversas temperaturas. (a) 1050 ºC, (b) 1015 ºC, (c) 980 ºC e (d) MEV a 980 ºC (ISFAHANY, SAGHAFIAN e BORHANI, 2011).

A temperatura de austenitização e o tempo possuem influência significativa sobre a dureza. De modo geral, a dureza elevada é devido à distribuição homogênea de martensita em forma de ripa ou agulha na microestrutura.

A variação da dureza pode ser atribuída à combinação de dois fatores. Em primeiro lugar, o aumento de elementos de liga como cromo e carbono na austenita com o aumento de temperatura e em segundo lugar, a presença de austenita retida entre a martensita em forma de ripa ou agulha que normalmente aumenta com a temperatura de austenitização e tempo, e tem um efeito prejudicial sobre a dureza. A combinação desses fatores levaram às mais altas durezas nas amostras austenitizadas em 1050ºC. O efeito do tempo e da temperatura de austenitização na dureza é apresentado na Fig. 2.5.8 (ISFAHANY, SAGHAFIAN e BORHANI, 2011).

Martensita

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Figura 2.5.8 - Efeito do tempo de austenitização em minutos e da temperatura em ºC na dureza em HRC (ISFAHANY, SAGHAFIAN e BORHANI, 2011).

D ur ez a em H RC Temperatura de austenitização em ºC min min min

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3 Metodologia

No caso objeto desta pesquisa, por se tratar de uma operação de desbaste pesado em alto avanço, foi adotado como critério de comparação o desgaste após a usinagem de dois blocos com tamanhos padronizados de 118 mm x 51 mm x 38 mm de altura, sendo feita a medição do desgaste VB e a comparação com as diversas condições de usinagem.

Os corpos de prova 1 e 2, conforme Fig. 3.1, foram utilizados para o início do ensaio.

Figura 3.1 - corpos de prova 1 e 2 antes do fresamento.

Após a usinagem, os blocos ficaram com dimensional de 118 mm x 51 mm x 13,5 mm de altura. Foram cortadas amostras paralelas à face de 51 mm x 13,5 mm (seção transversal) e nesta face foi feita a preparação (polimento) para ataque químico com reagente de Vilella.

Na Fig. 3.2 tem-se um exemplo de peça depois do fresamento e de um corte feito na seção transversal da amostra onde foi feito o polimento e o ataque químico.

Figura 3.2 - Exemplo de corpo de prova depois de fresado e corte da seção transversal da amostra para análise.

Face fresada

Face da seção transversal preparada para inspeção.

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Feita análise através de metalografia por MEV com detectores SE (elétrons secundários) e/ou BSE (retroespalhamento de elétrons), com integrador de EDS (espectroscopia por dispersão de energia de raios X), além de micro dureza para identificar a presença da "micro têmpera superficial" nas faces fresadas e a variação da dureza próxima a superfície em relação ao núcleo.

Foi feita a correlação do desgaste da vida da ferramenta com o resultado dessa análise. A metodologia adotada para verificar a influência da "micro têmpera superficial" na vida da ferramenta foi baseada na variação da velocidade de corte, na condição da usinagem com e sem fluido refrigerante e no início e no fim de vida do inserto.

Foi utilizado para o ensaio um centro de usinagem Marca Romi, modelo Discovery 560. Nos ensaios preliminares para escolha da pastilha com maior rendimento e resistência ao desgaste para o fresamento de faceamento com alto avanço de aço inoxidável AISI 420 com fluido refrigerante, nas condições de contorno impostas, foram testadas diversas geometrias e classes de insertos de vários fabricantes diferentes.

Inicialmente a recomendação do fabricante foi a classe T350M (ISO P35, M30, S25) com cobertura CVD de carbonitreto de titânio Ti(C,N) e alumina Al2O3 e/ou a classe F40M (ISO P40, M35, S30) com cobertura PVD (deposição física a vapor) de nitreto de titânio alumínio (Ti,Al)N e nitreto de titânio (TiN), porém o inserto que proporcionou maior produtividade com menor desgaste e quebra foi a classe MS2500 (ISO S25) com cobertura CVD (deposição química a vapor) de carbonitreto de titânio Ti(C,N) e alumina Al2O3, indicado para usinagem de superligas.

Devido à geometria redonda do inserto da ferramenta e da profundidade de corte, faz-se necessário calcular o diâmetro efetivo de corte (Defet) para poder trabalhar com a velocidade de

corte (vc) correta e evitar o desgaste prematuro do inserto. A Fig. 3.3 apresenta um desenho esquemático do diâmetro efetivo de corte.

O cálculo do diâmetro efetivo de corte segue conforme equação 1. (1)

onde

D = diâmetro de ferramenta (mm) Defet =diâmetro efetivo de corte (mm)

iC = diâmetro do inserto (mm) ap = profundidade de corte (mm)

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Figura 3.3 - Desenho esquemático das pastilhas para cálculo do diâmetro efetivo de corte. Velocidade de corte e rotação conforme equação 2.

(m/min)(2) Onde

vc = Velocidade de corte em m/min

n = Rotação em rpm

Ferramenta: fresa de facear com diâmetro de 25 mm para inserto redondo marca SECO código RPHT 1204M0T-M15, MS2500, ISO S25, cujo diâmetro efetivo de corte Defet = 18,62

mm.

Parâmetros de corte utilizados:

Rotação S1 = 4500 rpm com vc1 = 263 m/min Avanço F1 = 4000 mm/min fz1 = 0,44 mm/faca Rotação S2 = 1500 rpm com vc2 = 87 m/min Avanço F2 = 300 mm/min fz2 = 0,1 mm/faca Profundidade de corte ap= 0,7 mm

Passo lateral de 13 mm que corresponde a 70% do diâmetro da ferramenta em média. Os corpos de prova, em aço inoxidável AISI 420 utilizados, possuem composição química (% em massa) conforme Tab. 3.1.

Tabela 3.1 - Composição química (% em massa) do aço inoxidável AISI 420 conforme certificado do fornecedor 14734

C (%) Mn (%) Si (%) Cr (%) Ni P (%) S (%)

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Foram fresados 16 blocos com dimensão de 118 mm x 51 mm x 38 mm de altura de aço inoxidável AISI 420, com as variáveis da Tab. 3.2, para os ensaios de fim de vida (FA), sendo 8 para réplica. Após ficarem com dimensional de 118 mm x 51 mm x 13,5 mm de altura, foram fresados 8 blocos para os ensaios de início de vida (IA), sendo 4 para réplica.

Tabela 3.2 - Variáveis utilizadas nos experimentos. IA (Início de vida) Inserto RPHT 1204M0T-M15, MS2500

FA (Fim de vida) Inserto RPHT 1204M0T-M15, MS2500

CR Com Fluido Refrigerante

SR Sem Fluido Refrigerante

1 vc1/fz1

2 vc2/fz2

Com cada conjunto de arestas foram fresados blocos considerando início de vida (T) com 3 passes fresando toda a superfície e fim de vida conforme critério acima.

Foram utilizadas as combinações da Tab. 3.3 para todos os ensaios com duas réplicas. Tabela 3.3 - combinações de todos os ensaios utilizados no experimento

Início de Vida (T) vc1/fz1 IA C R S R Início de Vida (T) vc2/fz2 IA C R S R Fim de Vida (T) vc1/fz1 FA C R S R Fim de Vida (T) vc2/fz2 FA C R S R

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Foram utilizados os códigos da Tab. 3.4 para identificação das peças com vc1/fz1.

Tabela 3.4 - código de identificação dos corpos de prova de acordo com as combinações de parâmetros

Combinação de parâmetros Código de identificação

IA - CR - vc1/fz1 IAC1

IA - SR - vc1/fz1 IAS1

FA - CR - vc1/fz1 FAC1

FA - SR - vc1/fz1 FAS1

Foram utilizados os códigos da Tab. 3.5 para identificação das peças com vc2/fz2.

Tabela 3.5 - código de identificação dos corpos de prova de acordo com as combinações de parâmetros

Combinação de parâmetros Código de identificação

IA - CR - vc2/fz2 IAC2

IA - SR - vc2/fz2 IAS2

FA - CR - vc2/fz2 FAC2

FA - SR - vc2/fz2 FAS2

Foram tiradas fotos de todas as arestas dos insertos utilizados no experimento e medido o desgaste VB no início de vida após 3 passes e no fim de vida após 70 passes. Para cada ensaio de início de vida e de fim de vida foi usado um jogo de arestas novas. Cada jogo é formado por 2 insertos que foram identificados pelas cores azul e amarela durante as medições e obtenções das imagens.

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