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Otimização do processo de laminação transversal com cunha para a produção de eixos com aço SAE 1045

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UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS

FACULDADE DE ENGENHARIA MECÂNICA

COMISSÃO DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA

OTIMIZAÇÃO DO PROCESSO DE

LAMINAÇÃO TRANSVERSAL COM

CUNHA PARA A PRODUÇÃO DE EIXOS

COM AÇO SAE 1045

Autor: Mário Luiz Nunes da Silva

Orientador: Prof. Dr. Sérgio Tonini Button

(2)

i

UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS

FACULDADE DE ENGENHARIA MECÂNICA

COMISSÃO DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA

DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA DE MATERIAIS

OTIMIZAÇÃO DO PROCESSO DE

LAMINAÇÃO TRANSVERSAL COM

CUNHA PARA A PRODUÇÃO DE EIXOS

COM AÇO SAE 1045

Autor: Mário Luiz Nunes da Silva

Orientador: Prof. Dr. Sérgio Tonini Button Curso: Engenharia Mecânica

Área de Concentração: Materiais e Processos de Fabricação

Tese de doutorado apresentada à comissão de Pós Graduação da Faculdade de Engenharia Mecânica, como requisito para a obtenção do título de Doutor em Engenharia Mecânica.

Campinas, 2008 S.P . – Brasil

(3)

ii

FICHA CATALOGRÁFICA ELABORADA PELA

BIBLIOTECA DA ÁREA DE ENGENHARIA E ARQUITETURA - BAE - UNICAMP

Si38o

Silva, Mário Luiz Nunes da

Otimização do processo de laminação transversal com cunha para a produção de eixos com aço SAE 1045 / Mário Luiz Nunes da Silva.--Campinas, SP: [s.n.], 2008.

Orientador: Sérgio Tonini Button

Tese (Doutorado) - Universidade Estadual de Campinas, Faculdade de Engenharia Mecânica.

1. Processos de fabricação. 2. Conformação de metais. 3. Simulação por computador. 4. Método dos elementos finitos. 5. Laminação (Metalurgia) – Defeitos. I. Button, Sérgio Tonini. II. Universidade Estadual de Campinas. Faculdade de

Engenharia Mecânica. III. Título.

Titulo em Inglês: Optimization of cross wedge rolling process of SAE 1045 steel shafts

Palavras-chave em Inglês: Cross wedge rolling – Defects, Internal defects, Simulation, Finite elements, Metal-rolling Área de concentração: Materiais e Processos de Fabricação

Titulação: Doutor em Engenharia Mecânica

Banca examinadora: Rubens Caram Júnior, Anselmo Eduardo Diniz, Fernando José Gomes Landgraf, Fernando de Azevedo Silva

(4)
(5)

iv

Dedicatória:

À Mágda, esposa amada, esposa amiga, minha grande incentivadora. Tudo foi mais fácil com você por perto, suas palavras de sabedoria e incentivo e seu silêncio cúmplice transformaram as dificuldades em vitórias!

À Andressa, minha filha, pela compreensão nos momentos de ausência, pelo carinho e amor demonstrados!

A meus pais, Tirso e Leninha, que sempre apoiaram minhas iniciativas e me deram condições de subir os degraus da escada da vida!

(6)

v

Agradecimentos

A árdua trajetória dos trabalhos foi amenizada pela presença e convívio de muitos colegas e amigos. Por outro lado, algumas organizações prestaram seu apoio para o bom andamento de nossas pesquisas. Nada mais justo do que prestar-lhes esta homenagem.

Ao amigo e orientador, Prof. Dr. Sérgio Tonini Button, agradeço a confiança depositada. Neste instante, reafirmo que os anos de convívio cultural, os exemplos dados, a capacidade técnica e a conduta de professor ratificaram minha admiração por vossa pessoa.

À Faculdade de Engenharia Mecânica da Universidade Estadual de Campinas e em particular à Comissão de Pós-Graduação, pela recepção e atenção dedicada.

À Fundação de Amparo à Pesquisa do Estado de São Paulo (FAPESP), pela bolsa de auxílio concedida, o que garantiu a execução e o bom andamento de nossa pesquisa.

Ao amigo Wiliam Regone, pela presença constante, pelas palavras de estímulo, pelos debates instrutivos e pela ajuda incondicional na realização dos muitos ensaios.

Aos amigos Célio Caminaga, Marcos Vaskevicius, Renato Caldin e Valter de Souza Filho por toda a ajuda prestada, pela convivência agradável e pela amizade.

Ao Sr. Zbigniew Pater, da Universidade Técnica de Lublin, Polônia, pelas preciosas informações técnicas fornecidas que foram vitais para o sucesso das simulações numéricas com o programa utilizado.

(7)

vi

“Procure ser uma pessoa de valor, em vez de ser uma pessoa de sucesso. O sucesso é conseqüência.” Albert Einstein

(8)

vii

Resumo

SILVA, Mário Luiz Nunes da, Otimização do processo de laminação transversal com cunha para a produção de eixos com aço ABNT 1045, Campinas: Faculdade de Engenharia Mecânica, Universidade Estadual de Campinas, 2008, 125 p. Tese de Doutorado.

O processo Laminação Transversal com Cunha (conhecido em inglês como cross wedge rolling ou CWR) consiste na conformação plástica de produtos por meio de ferramentas em forma de cunhas fixadas em placas planas, côncavas ou convexas ou ainda em rolos de equipamentos de laminação. Apesar das vantagens desse processo associadas à elevada produtividade e minimização das perdas de matéria-prima, o surgimento do defeito interno denominado Mannesmann exige uma inspeção cuidadosa das peças produzidas. Esse defeito tem sua origem no centro das peças laminadas e suas causas ainda não estão totalmente identificadas. Baseando-se no método de elementos finitos, simulações numéricas em três dimensões do processo CWR foram estudadas utilizando-se o programa de simulação MSC Superform para analisar-se a influência das variáveis geométricas (ângulos de conformação e de estiramento e redução relativa) e de processo (temperatura de pré-aquecimento e velocidade de laminação) no aparecimento desse que é considerado o principal defeito do processo. Ensaios experimentais em equipamento existente no Laboratório de Conformação Mecânica da Faculdade de Engenharia Mecânica também foram realizados abrangendo as mesmas variáveis citadas para a simulação. Os dados obtidos nestes ensaios foram confrontados com os das simulações para se estudar as possíveis causas do defeito e também para se avaliar o grau de representatividade do processo pelo programa de simulação. Concluiu-se que sob o critério de análise da deformação máxima equivalente, à medida que se aumenta a redução relativa e diminuem-se o ângulo de conformação e a velocidade de processo aumenta-se a probabilidade de ocorrência dos defeitos internos. Tanto nas simulações como nos ensaios práticos, não se notou uma tendência definida para a variável temperatura com relação à sua influência na formação dos defeitos internos.

(9)

viii

Abstract

SILVA, Mário Luiz Nunes da, Optimization of cross wedge rolling process of ABNT 1045 Steel Shafts, Campinas: School of Mechanical Engineering, Universidade Estadual de Campinas, 2008, 125 p. Thesis (Doctorate).

Cross-wedge rolling (CWR) is a metal forming process in which wedge shaped tools are assembled to rollers, and concave or convex plates. Despite the advantages of this process associated with high productivity and reduction of raw materials, the formation of an internal defect, called Mannesmann, requires a careful inspection of the rolled parts. This defect has its origin in the center of the rolled pieces and its causes are not yet fully identified. Based on the finite element method, numerical simulations of the CWR process in three dimensions were studied using the simulation software MSC Superform, in order to analyze the influence of some geometric (forming and stretching angles and relative reduction) and process (initial temperature and speed process) variables on the formation of this that is considered the main defect of the process. Tests were also performed in an experimental equipment available in the Mechanical Forming Laboratory of the School of Mechanical Engineering covering the same variables cited for the simulation. The data from these tests were confronted with simulation results to determine the possible causes of the defect and also to evaluate the agreement of these results. From the analysis of the maximum equivalent strain, the higher relative reduction and smaller forming angle and process speed values the higher probability that the internal defects occur. It was not noticed a good trend about the influence of the initial temperature on the formation of the internal defects.

(10)

ix

Sumário

Lista de Figuras xi

Lista de Tabelas xvi

Nomenclatura xvii

Capítulo 1 - Introdução 1

Capítulo 2 - Revisão Bibliográfica 4

2.1. Fatores limitantes da estabilidade do processo 7

2.1.2 Escorregamento entre o produto e a ferramenta 8

2.1.2 Marcas espirais na superfície do produto conformado 8

2.1.2 Estricção ou estiramento 8

2.1.2 Cavidades centrais 9

Capítulo 3 - Material e Métodos 27

3.1. Especificação do aço 28

3.1.1. Composição Química 28

3.1.2. Condição Metalúrgica e Propriedades Mecânicas 28

3.2. Projeto das Ferramentas 29

3.3. Dimensões dos Corpos de Prova 33

3.4. Simulação Numérica 34

3.5. Descrição dos Ensaios de CWR 36

3.6. Ensaios e Análises feitos nas Peças Laminadas 37

Capítulo 4 - Apresentação e Discussão dos Resultados 38

(11)

x

4.1.1. Análise das deformações 39

4.1.2. Análise das Temperaturas 59

4.1.3 Análise das Simulações com Rastreamento de Nós 72

4.2 Resultados dos Ensaios Práticos 83

4.2.1. Influência da Temperatura 84

4.2.2. Influência da Velocidade 87

4.2.3. Influência Conjunta da Temperatura e da Velocidade 88

4.2.4. Influência do Ângulo de Conformação 92

4.2.5. Influência da Redução Relativa δ 94

4.2.6. Influência Conjunta da Redução Relativa δ e do Ângulo de Conformação α

97

4.3. Análise comparativa dos dados colhidos nas simulações numéricas com os dados dos ensaios práticos

99

4.3.1. Redução Relativa δ 100

4.3.2. Ângulo de Conformação α 100

4.3.3. Velocidade de Laminação 100

4.3.4. Temperatura de Pré-Aquecimento 101

Capítulo 5 - Conclusões e Sugestões para Trabalhos Futuros 102

5.1. Conclusões Relacionadas à Simulação Numérica 102

5.2. Conclusões Relacionadas aos Ensaios Práticos 104

5.3. Conclusões Relacionadas ao Comparativo: Simulação Numérica versus Ensaios Práticos.

104

5.4. Sugestões para Trabalhos Futuros 105

(12)

xi

Lista de Figuras

2.1 Cinco tipos de configurações de máquina para CWR (FU, X. P., e DEAN, T. A., 1993)

5

2.2 Zonas de conformação e produto laminado: (a) ferramenta de conformação; (b) produto laminado (LI, Q. et al., 2002)

6

2.3 Região de estabilidade do processo CWR 10

2.4 Desenvolvimento do formato do forjado durante a laminação (PATER, Z., BARTNICKI, J. e SAMOLYK, G., 2005)

12

2.5

Distribuição da taxa de deformação ε. na região de endentação (s-1) WANG, M. et al., 2004)

15

2.6 Esquema do processo WRR onde uma cunha e dois cilindros entalhados são usados (PATER, Z., GONTARZ, A. e WERONSKI, W., 2006)

17

2.7 Exemplos de peças laminadas pelo método WRR: a) vista geral; b) secções transversais e longitudinais (PATER, Z., GONTARZ, A. e WERONSKI, W., 2006)

18

2.8 Distribuições das deformações calculadas em peças conformadas pelo processo WWR com α = 30° e diâmetro inicial de 25 mm (PATER, Z., GONTARZ, A. e WERONSKI, W., 2006)

19

2.9 Distribuição de deformações equivalentes na zona de fendilhamento (LI, X., WANG, M. e DU, F., 2006)

20

2.10 Distribuição de deformações equivalentes na zona de deformação (LI, X., WANG, M. e DU, F., 2006)

21

2.11 Deformação equivalente versus tempo (LI, X., WANG, M. e DU, F., 2006) 21 2.12 Curvas de temperatura versus tempo (LI, X., WANG, M. e DU, F., 2006) 22

(13)

xii

2.13 Tamanho de grão após recristalização dinâmica na zona de fendilhamento (µm) (LI, X., WANG, M. e DU, F., 2006)

23

2.14 Tamanho de grão após recristalização dinâmica na zona de deformação (µm) (LI, X., WANG, M. e DU, F., 2006)

24

2.15 Distribuição de temperatura no CWR (YING, F. P. e PAN, B. S., 2007) 25 2.16 A influência do ângulo de deformação sobre a temperatura na secção

transversal do corpo de prova (YING, F. P. e PAN, B. S., 2007)

25

2.17 A influência do ângulo de conformação sobre a temperatura no nó da secção transversal (YING, F. P. e PAN, B. S., 2007)

26

3.1 Micrografia da secção transversal da barra de aço ABNT 1045 (ataque Nital 2%)

29

3.2 Esquema de ferramenta típica de CWR 30

3.3 Diagrama de estabilidade do processo CWR 32

3.4 Visão geral das ferramentas e do corpo de prova 34

3.5 Detalhe da malha do corpo de prova. 34

3.6 Ilustração do corte transversal feito nas peças laminadas 37 4.1 Deformação equivalente – Tempos de processo decorridos: 0,3 e 0,9s 40 4.2 Deformação equivalente – Tempos de processo decorridos: 1,5 e 2,3s 41 4.3 Deformação equivalente máxima na superfície do corpo de prova versus

tempo decorrido de processo

42

4.4 Deformação equivalente – Secção Transversal– Tempos decorridos: 0,3 e 0,9 s 43 4.5 Deformação equivalente – Secção Transversal– Tempos decorridos: 1,5 e 2,3 s 44 4.6 Deformação equivalente Máxima no núcleo do corpo de prova versus Tempo

decorrido

45

4.7 Deformação equivalente na superfície do corpo de prova. Tempos decorridos: 0,3, 0,9, 1,5 e 2,3 s

46

4.8 Deformação equivalente máxima na superfície do corpo de prova versus tempo decorrido

47

4.9 Deformação equivalente na secção transversal do corpo de prova. Tempos decorridos: 0,3, 0,9, 1,5 e 2,3 s

48

(14)

xiii decorrido

4.11 Deformação Equivalente – Tempos de processo decorridos: 0,6 e 1,8s 50 4.12 Deformação equivalente – Tempos de processo decorridos: 3,0 e 4,6s 51 4.13 Deformação equivalente máxima na superfície do corpo de prova versus

tempo decorrido de processo

52

4.14 Deformação equivalente – Tempos de processo decorridos: 0,6 e 1,8s 53 4.15 Deformação equivalente – Tempos de processo decorridos: 3,0 e 4,6s 54 4.16 Deformação equivalente máxima no núcleo do corpo de prova versus tempo

decorrido de processo

55

4.17 Deformação equivalente – Frações de Tempo decorridos: 13; 26; 65 e 100% 56 4.18 Deformação equivalente máxima na superfície do corpo de prova versus

tempo decorrido de processo

57

4.19 Deformação equivalente – Frações de Tempo decorridos: 13; 26; 65 e 100% 58 4.20 Deformação equivalente máxima no núcleo do corpo de prova versus tempo

decorrido de processo

59

4.21 Temperaturas – Superfície do corpo de prova – Tempos decorridos: 0,3; 1,5 e 2,3 s

60

4.22 Variação da temperatura – Superfície na região central do corpo de prova 61 4.23 Variação da temperatura – Superfície nas extremidades do corpo de prova 62 4.24 Temperaturas – Secção transversal do corpo de prova – Tempos decorridos:

0,3, 1,5 e 2,3 s

63

4.25 Variação da temperatura – Núcleo do corpo de prova 64

4.26 Temperaturas – Superfície do corpo de prova – Tempos decorridos: 0,3, 1,5 e 2,3 s

65

4.27 Variação da temperatura – Superfície da região central do corpo de prova 66 4.28 Temperaturas – Secção transversal do corpo de prova – Tempos

decorridos: 0,3, 1,5 e 2,3 s

67

4.29 Variação da temperatura – Núcleo do corpo de prova 68

4.30 Temperatura na superfície do corpo de prova versus tempo decorrido de processo

69

(15)

xiv

4.32 Temperatura na superfície do corpo de prova versus tempo decorrido de processo

71

4.33 Temperatura no núcleo do corpo de prova versus tempo decorrido de processo 71 4.34 Energia de deformação total versus tempo de processo decorrido 73 4.35 Tensão equivalente versus tempo de processo decorrido 74

4.36 Temperatura versus tempo decorrido de processo 74

4.37 Energia de deformação total versus tempo de processo decorrido 75 4.38 Tensão equivalente versus tempo de processo decorrido 76

4.39 Temperatura versus tempo decorrido de processo 77

4.40 Energia de deformação total versus tempo de processo decorrido 78 4.41 Tensão equivalente versus tempo de processo decorrido 79

4.42 Temperatura versus tempo decorrido de processo 80

4.43 Energia de deformação total versus tempo de processo decorrido 81 4.44 Tensão equivalente versus tempo de processo decorrido 82

4.45 Temperatura versus tempo decorrido de processo 82

4.46 (a): Defeito grande. (b): Defeito pequeno 84

4.47 Influência da temperatura na presença de defeitos (grandes ou pequenos) 86

4.48 Influência da temperatura na presença de defeitos 86

4.49 Influência da velocidade na presença de defeitos (grandes ou pequenos) 87

4.50 Influência da velocidade na presença de defeitos 88

4.51 Influência da temperatura à velocidade de 200 mm/s na presença de defeitos (grandes ou pequenos)

90

4.52 Influência da temperatura à velocidade de 200 mm/s na presença de defeitos 90 4.53 Influência da velocidade à temperatura de 1100 °C na presença de defeitos

(grandes ou pequenos)

91

4.54 Influência da velocidade à temperatura de 1100 °C na presença de defeitos 92 4.55 Influência do ângulo de conformação na presença de defeitos (grandes ou

pequenos)

93

4.56 Influência do ângulo de conformação na presença de defeitos 94 4.57 Influência da redução relativa na presença de defeitos (grandes ou pequenos) 95 4.58 Influência da redução relativa na presença de defeitos 96

(16)

xv

4.59 Influência conjunta da redução relativa e do ângulo de conformação na presença de defeitos (grandes ou pequenos)

98

4.60 Influência conjunta da redução relativa e do ângulo de conformação na presença de defeitos

(17)

xvi

Lista de Tabelas

3.1 Composição química do aço ABNT 1045 (percentagem em peso) 28

3.2 Dimensões e características das ferramentas de CWR 31

3.3 Diâmetros dos corpos de prova em função da altura das ferramentas 33

3.4 Parâmetros das simulações realizadas 36

4.1 Conjunto de variáveis consideradas para os ensaios realizados e resultados 83 4.2 Influência da temperatura na presença de defeitos (grandes ou pequenos) 85

4.3 Influência da temperatura na presença de defeitos 86

4.4 Influência da velocidade na presença de defeitos 87

4.5 Influência da velocidade na presença de defeitos 88

4.6 Influência da velocidade a uma dada temperatura 89

4.7 Influência da temperatura a uma dada velocidade 91

4.8 Influência do ângulo de conformação na presença de defeitos 93 4.9 Influência do ângulo de conformação na presença de defeitos 93 4.10 Influência da redução relativa na presença de defeitos 95 4.11 Influência da redução relativa na presença de defeitos 96 4.12 Influência conjunta do ângulo de conformação e da redução relativa na

presença de defeitos

97

4.13 Influência conjunta da redução relativa e do ângulo de conformação na presença de defeitos

(18)

xvii

Nomenclatura

Letras Latinas

B Largura referente ao ângulo de conformação α na ferramenta [mm] C45 Designação utilizada pelo programa MSC Superform para o aço ABNT

1045

[ ]

d Diâmetro inicial do tarugo [mm]

D Diâmetro final do tarugo [mm]

H Altura da cunha ou profundidade de laminação [mm]

h Altura do alívio [mm]

h Coeficiente de película para o meio ambiente [W/m2.K]

H1 Altura da base das ferramentas [mm]

hc Coeficiente de transferência de calor por contato [W/m2.K]

hk Altura do entalhe [mm]

k Largura da região deformada [mm]

L1 Comprimento da região de fendilhamento [mm]

L2 Comprimento da região de deformação [mm]

L3 Comprimento da região de calibração [mm]

l3 Comprimento da região de calibração relativa ao diâmetro menor [mm]

Ltot Comprimento total da ferramenta [mm]

M Fator relacionado à resistência à deformação do material [ ]

m Fator de atrito [ ]

p Comprimento de compressão da região deformada da peça [mm]

R1 Raio de concordância da região de fendilhamento [mm]

R2 Raio de concordância da região de deformação [mm]

v Velocidade do processo mm/s

w Largura total da cunha [mm]

(19)

xviii Letras Gregas α Ângulo de conformação [º] β Ângulo de deformação [º] δ Redução relativa [ ]

ε

Deformação [ ]

ε

Emissividade da superfície [ ]

ε

eq Deformação equivalente [ ]

ε

max Deformação máxima [ ]

∆r Redução total de altura [ ]

∆t

Variação de temperatura [ºC]

µ Coeficiente de atrito [ ]

ξ Fator de carga [ ]

Abreviações

CWR Cross Wedge Rolling

LCM Laboratório de Conformação Mecânica WRR Wedge Rolls Rolling

Inc Incremento

Siglas

SAE Society of Automotive Engineers

(20)

1

Capítulo 1

Introdução

O processo de Laminação Transversal com Cunha (Cross Wedge Rolling - CWR) é uma inovadora tecnologia de conformação de metais com vários benefícios bem documentados quando comparado com processos de manufatura tradicionais. Ao longo dos últimos anos, a tecnologia CWR tem obtido popularidade ímpar dentro dos países desenvolvidos, notadamente nos Estados Unidos, especialmente na indústria automotiva. Esta nova tecnologia de processamento de metais está baseada na deformação plástica a quente de um tarugo cilíndrico em uma peça axi-simétrica pela ação de ferramentas em forma de cunha que se movem tangencialmente ao tarugo.

No processamento de metais, tornam-se importantes o refino e a melhoria do processo de manufatura a fim de que produtos com maior qualidade e menores custos sejam produzidos. Com o aumento dos custos de energia e materiais (especialmente aço) nos últimos anos, processos que reduzam ou economizem estes insumos são constantemente buscados. O processo CWR oferece vantagens substanciais em ambos os quesitos. Além disso, é um processo amistoso ao meio ambiente, que pode melhorar as condições de trabalho e reduzir os resíduos a serem descartados. O processo CWR é voltado principalmente à produção de eixos de transmissão para as grandes montadoras de veículos e seus fornecedores de autopeças.

As primeiras pesquisas realizadas com o processo CWR para a elaboração da dissertação de mestrado deste autor foram ao mesmo tempo educativas e intrigantes (SILVA, M. L. N., 2004).

(21)

2

Educativas no sentido de fornecer informações e aumentar o conhecimento sobre este processo de conformação que ainda permanece restrito a um pequeno grupo de indústrias no âmbito de nosso país e intrigantes devido à presença de defeitos internos cujas causas desafiam as análises de pesquisadores espalhados pelo mundo.

Durante a realização dos primeiros ensaios práticos para o mestrado, foi possível constatar que apesar de se trabalhar em condições nas quais a expectativa da presença de defeitos era mínima, os mesmos eram formados na quase totalidade das peças produzidas.

Também foi constatado que estes defeitos internos eram eliminados se as peças recém saídas da laminação fossem submetidas a outros processos de conformação subseqüentes ainda a quente. A energia térmica disponível e a ausência de oxidação nestas cavidades centrais possibilitaram o caldeamento das superfícies em contato.

Porém, as peças praticamente acabadas produzidas pelo processo CWR com etapas posteriores de usinagem apenas, por exemplo, não oferecem condições para a eliminação dos defeitos. Esta instabilidade do processo e o número restrito de pesquisas referentes a este problema foram os motivos principais para que se desse continuidade nos trabalhos iniciados no mestrado.

Valendo-se das ferramentas modernas em que se tornaram os programas de simulação numérica aliados aos ensaios práticos a serem realizados, elaborou-se o projeto de pesquisa para se conhecer melhor as variáveis que possam influir no aparecimento e propagação das cavidades centrais.

Sendo assim, o objetivo principal desta pesquisa é analisar a influência de um conjunto de variáveis (algumas já pesquisadas por outros autores e outras completamente novas) na formação das cavidades centrais. Como objetivos secundários estão o treinamento na utilização do programa de simulação numérica MSC Superform e a validação ou não deste programa na predição de tais defeitos.

(22)

3

Para se atingir tais objetivos, as etapas principais foram vencidas: aprendizado do programa de simulação numérica, testes de algumas variáveis tendo em vista o projeto de novas ferramentas, projeto final das ferramentas, simulações do processo tendo em vista as variáveis de estudo eleitas, realização dos ensaios práticos e análise comparativa dos resultados obtidos.

O método CWR foi inicialmente introduzido há mais de um século atrás. A primeira patente data de 1879, mas a produção industrial não começou antes da década de 1950. Ainda que os estudos para melhoria do processo e sobre a deformação da peça laminada tenham sido realizados desde seu início, a pesquisa fundamental sobre o CWR está ainda nos estágios de desenvolvimento.

Esforços atuais estão dirigidos para os principais defeitos externos e internos que limitam a produção pelo CWR. Um número significativo de estudos tem sido publicado baseados em métodos analíticos e resultados experimentais. Apesar de alguns destes trabalhos abordarem o estudo e a distribuição de temperaturas nas peças produzidas, não se conhece trabalhos que relacionam esta variável com o surgimento dos defeitos internos. O mesmo pode ser dito com respeito à variável velocidade de laminação e sua influência nestes defeitos. Por se julgar estas variáveis importantes para a estabilidade do processo é que se decidiu incluí-las neste estudo.

O conhecimento das causas do aparecimento dos defeitos é vital para sua eliminação e somente o completo entendimento do papel das variáveis geométricas e de processo pode permitir a tomada de decisões visando a produção de peças isentas de defeitos. Esta pesquisa pretende contribuir para este conhecimento, facilitando desta forma a disseminação do processo CWR no âmbito industrial.

(23)

4

Capítulo 2

Revisão Bibliográfica

Na indústria de processamento de metais é essencial o aperfeiçoamento dos processos de manufatura para que produtos de baixo custo sejam produzidos. Com esta finalidade, uma técnica de conformação de metais relativamente nova começa a ganhar popularidade de modo que na Europa e na Ásia, tem substituído muitas operações de fundição, forjamento e usinagem convencionais na manufatura de eixos escalonados. Trata-se do processo denominado CWR, que foi inventado há mais de um século atrás porém aplicado industrialmente em 1942 (DONG, Y., LOVELL, M. e TAGAVI, K, 1998). Tem sido relatado que centenas de produtos com diâmetros na faixa de 3 a 125 mm e comprimentos de 3 a 2000 mm estão sendo atualmente produzidos por esta técnica em todo o mundo.

O processo CWR é uma técnica de conformação de metais usada na manufatura de peças escalonadas de revolução. Neste processo, um tarugo cilíndrico é aquecido e deformado plasticamente em um produto axi-simétrico pela ação de ferramentas em forma de cunha fixadas em cilindros ou placas. (LI, Q. et.al, 2002) e (PATER, Z. et al., 1998)

Desta forma possibilita-se o movimento tangencial de uma cunha em relação à outra com o forjado estando sujeito entre elas. No caso de rolos, pode-se trabalhar com um, dois ou três rolos e no caso de placas, estas podem ser planas ou côncavas, como melhor pode ser visto na Figura 2.1.

(24)

5

Figura 2.1 – Cinco tipos de configurações de máquina para CWR (FU, X. P., e DEAN, T. A., 1993).

Em cada uma das configurações mostradas na Figura 2.1, as ferramentas contêm quatro regiões distintas de conformação ou zonas: (i) fendilhamento, (ii) zona de guia, (iii) zona de deformação e (iv) zona de calibração (Figura 2.2). Devido às variações na geometria da ferramenta, os mecanismos de deformação plástica presentes na peça em trabalho são muito diferentes em cada zona da ferramenta em cunha.

Na zona de fendilhamento, a ferramenta é composta de uma cunha cuja altura começa em zero e aumenta até a redução total de altura para a peça em trabalho, ∆∆∆∆r. A função desta zona é dirigir o tarugo cilíndrico e plasticamente formar uma fenda em forma de cunha em seu perímetro. O ângulo desta fenda é controlado pelo ângulo de conformação da ferramenta, ααα α (DONG, Y., LOVELL, M. e TAGAVI, K, 1998) e (DONG, Y., LOVELL, M. e TAGAVI, K, 2000).

(25)

6

Figura 2.2 – Zonas de conformação e produto laminado: (a) ferramenta de conformação; (b) produto laminado (LI, Q. et al., 2002)

Na zona de guia, a secção transversal das matrizes não varia à medida que a ferramenta alarga a fenda obtida na zona de fendilhamento para uma ranhura, em formato de V, em volta de toda a circunferência da peça.

A zona de deformação é a secção mais crítica da ferramenta porque é nesta região que acontece a maior parte da deformação plástica imposta à peça. Dentro desta zona, o material é estirado e forçado a escoar em direção às extremidades da peça de tal forma que os ressaltos do

Zona de deformação Zona de calibração

Zona de guia

(26)

7

eixo podem ser formados. A quantidade de deformação plástica e elástica na zona de deformação é controlada pelo ângulo de deformação, ββββ. Nestas últimas três zonas, a parede lateral da ferramenta apresenta ranhuras para assegurar que o material sendo deformado não deslize em relação à ferramenta, o que causaria a descontinuidade do processo.

Na região final da ferramenta, a zona de calibração, ocorre uma pequena deformação plástica a fim de se ter um ajuste fino da tolerância dimensional e da qualidade superficial do produto. Para que isto se cumpra, o comprimento desta região é calculado de forma a provocar no mínimo duas revoluções no corpo de prova (DONG, Y., LOVELL, M. e TAGAVI, K, 1998) e (DONG, Y., LOVELL, M. e TAGAVI, K, 2000).

Em seu artigo, Pater et al. (PATER, Z et al., 1999) afirmam que no projeto do processo de CWR, a tarefa mais importante é selecionar adequadamente os parâmetros básicos para as ferramentas, isto é, o ângulo de conformação α, o ângulo de deformação β e o comprimento das mesmas. A tarefa consiste na definição direta dos dois ângulos, pois estes determinam os parâmetros restantes, levando-se em consideração as dimensões do forjado. Aumentos de β resultam em maior produtividade, menor perda de energia e menor solicitação do aço da ferramenta, mas, simultaneamente, são reduzidas a precisão do produto e a estabilidade do processo (PATER, Z et al., 1999).

Sendo assim, é importante estar familiarizado com os fatores limitantes da estabilidade do processo CWR para restringir os valores aceitáveis para os ângulos α e β.

2.1. Fatores limitantes da estabilidade do processo

A estabilidade do processo CWR pode ser afetada principalmente por: escorregamento entre o produto e a ferramenta, dobras superficiais, estricção ou estiramento e cavidades internas. Esses defeitos foram descritos e registrados na pesquisa realizada por Gentile (GENTILE, F. C., 2004). Pater et al. apresentam relações matemáticas que devem ser obedecidas para se evitar o aparecimento dos defeitos citados:

(27)

8

2.1.1. Escorregamento entre o produto e a ferramenta.

Ocorre quando o momento total resultante das forças que provocam a rotação do produto forjado é menor que o momento total resultante das forças contrárias a esta rotação. Sob condições de escorregamento, a camada superficial do forjado é “enrugada” pelas ferramentas que se movem em direções opostas. Providencia-se um serrilhado especial nas laterais das cunhas para eliminar a influência negativa do escorregamento em condições industriais.

A condição para um processo livre de escorregamento é representada pela equação empírica (2.1), assumindo-se um coeficiente de atrito constante µ = 0,35 (PATER, Z, 1999):

(

0

,

15

+

0

,

0038

α

)

β

0,925

1

,

93

(2.1)

2.1.2. Marcas espirais na superfície do produto conformado.

São os defeitos superficiais mais freqüentes de produtos forjados por CWR e estão diretamente associados à redução relativa aplicada, δ. A estabilidade do processo, com relação a este defeito, é assegurada quando a redução relativa aplicada é maior do que os valores limites. A redução relativa é definida pela relação entre os diâmetros inicial, D e final, d, da peça de trabalho (equação (2.2)), e os valores limites são dados pela equação (2.3) (PATER, Z, 1999):

d

D

=

δ

(2.2)

β

α

π

δ

≥ 1

+

tg

tg

(2.3) 2.1.3. Estricção ou estiramento.

Ocorre se as tensões de tração (causadas pela força axial de laminação) forem maiores que o limite de escoamento do material. O violento escoamento axial do material é acompanhado pela estricção do forjado até o rompimento da peça em trabalho. Com base na literatura técnica, encontra-se que este fenômeno é favorecido por ferramentas com valores altos para os ângulos α e β. A expressão matemática determinada por Hayama et al. e citada por Pater et al. (PATER, Z,

(28)

9

1999), descrita na equação (2.4), apresenta as condições para a estabilidade do processo CWR sem a presença da estricção:

        + + ≤

ξ

β

α

π

β

α

π

δ

tg tg tg tg 3 2 / 3 2 2 1 (2.4)

onde ξ é um fator de carga, ou ainda um fator de correção, utilizado para comparar o processo CWR com a deformação de um tarugo através de uma cunha em compressão simples (sem rotação da peça). Este fator ξ é calculado em função do ângulo de conformação da ferramenta, α, através da equação (2.5): α

ξ

51

,

559

−0,0416

=

e

(2.5) 2.1.4. Cavidades centrais.

Também chamadas de “efeito Mannesmann”, fazem parte dos defeitos mais comuns que afetam a estabilidade do processo CWR. Estes defeitos internos reduzem significativamente a resistência de peças conformadas e podem até levar à falha do produto. Li et al. (LI, Q. et al., 2002) relatam que a explicação primária, segundo os pesquisadores, para o mecanismo de formação dos defeitos internos inclui: a alta tensão de tração na parte central do corpo de prova, a tensão de cisalhamento excessiva causada pela ação das matrizes de conformação e a fadiga de baixo ciclo que se desenvolve durante o processo de laminação. Outros relatos afirmam que trincas centrais foram produzidas pela combinação de tensões de tração radiais e tensões de cisalhamento que ocorreram dentro da região central do tarugo durante a laminação.

Com relação à fadiga de baixo ciclo, deve-se ressaltar que nos processos CWR com dois rolos ou com matrizes planas a região central da peça em trabalho está sujeita a compressão na direção normal à superfície da ferramenta e a tração na direção lateral. À medida que a peça gira, as regiões de tração e compressão se alternam a cada 90º. Este carregamento cíclico favorece a formação de trincas por fadiga no material.

(29)

10

Vários outros pesquisadores citados por Li et al. (LI, Q. et al., 2002) chegaram a conclusões parecidas. Uma tensão cisalhante pronunciada leva a deformação plástica além de um certo limite quando ocorre a formação de microtrincas. Estas microtrincas então, se rompem durante a deformação e conseqüentemente geram vazios internos.

A equação seguinte (2.6), determinada por Hayama et al. e citada por Pater et al. (PATER, Z, 1999), determina a condição de estabilidade do processo CWR sem cavidades centrais:

M

+

0

,

0038

)

0,325

15

,

0

(

α

β

(2.6) em que M é um parâmetro constante do material a ser trabalhado com faixa de valores de 0,35 a 0,40. O limite inferior deste parâmetro se refere a materiais com boas propriedades de conformação.

Considerando as equações descritas anteriormente com relação à estabilidade do processo CWR: equação (2.1) relativa ao escorregamento entre a peça e a ferramenta, equação (2.3) relativa às marcas espirais, equação (2.4) referente ao fenômeno de estricção ou estiramento e a equação (2.6) relativa à formação de cavidades centrais nas peças laminadas, podemos determinar graficamente uma região onde a probabilidade de termos peças conformadas sem defeitos é maior, como mostrado na Figura 2.3.

DIAGRAMA DE ESTABILIDADE DO PROCESSO CWR

1 1,25 1,5 1,75 2 2,25 2,5 0 10 20 30 40 50 60 α α α α (º) R ed u çã o r el at iv a ( δδδδ ) marcas espirais est irament o cavidade cent ral escorregament o

(30)

11

O gráfico apresentado determina uma região central delimitada pelas quatro curvas onde o processo é esperado como sendo estável, em relação aos tipos de defeitos relacionados.

Uma das primeiras tentativas de modelamento do processo CWR, com o intuito de facilitar a escolha dos parâmetros das ferramentas, foi efetuada por Pater (PATER, Z., 2003). O método criado pelo próprio autor utilizava o modelamento através de camadas de zonas de deformação, assumindo um modelo rígido plástico para o material. O método desenvolvido pressupunha: (i) modelamento das zonas de deformação em forma de camadas; (ii) que a pressão de contato em uma camada pode ser calculada usando-se simulação no estado plano de deformação; (iii) comportamento rígido-plástico do material; (iv) ausência de forças de atrito nas guias e roletes e (v) coeficiente de atrito constante na superfície de contato material-ferramenta. Outro aspecto abordado neste trabalho se refere ao formato da superfície lateral das cunhas onde o autor conclui que superfícies convexas apresentam melhores resultados do que superfícies planas.

Trabalhos mais recentes abordam as dificuldades relativas à simulação do processo, ao projeto de ferramentas e à previsão das microestruturas obtidas no processo CWR, dificuldades estas apontadas como causas da não utilização do mesmo, em larga escala, em alguns países.

Utilizando o programa de desenvolvimento MSC.Superform 2004, Pater, Bartnicki e Samolyk (PATER, Z., BARTNICKI, J. e SAMOLYK, G., 2005) apresentam o modelamento numérico do processo CWR para a produção de pinos-bola. Devido ao caráter complexo do escoamento do material, os processos CWR são modelados levando-se em consideração um estado de tensões tri-axial. Outras limitações tais como ferramentas rígidas e coeficiente de atrito constante são assumidos a fim de se minimizar o tempo despendido na análise dos cálculos.

Nessa simulação foi considerada a produção de duas peças ao mesmo tempo para que se tenha o balanceamento axial de forças e o resultado do desenvolvimento do formato da peça forjada pode ser visto na Figura 2.4.

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12

Figura 2.4: Desenvolvimento do formato do forjado durante a laminação (PATER, Z., BARTNICKI, J. e SAMOLYK, G., 2005).

O trabalho de simulação numérica pelo método dos elementos finitos ainda nos fornece informações das distribuições da deformação efetiva, da tensão média e das temperaturas nas diversas regiões da peça.

Outra pesquisa conduzida por Bartnicki e Pater (BARTNICKI, J. e PATER, Z., 2005) apresenta os resultados obtidos por simulação numérica (MSC.Superform 2002 e MSC.Superform 2004) da produção de eixos vazados pelo processo CWR com duas ferramentas planas e três ferramentas montadas em rolos. Através da simulação, os autores puderam avaliar

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várias combinações dos parâmetros das ferramentas, obviamente sem a necessidade de manufaturar todos os conjuntos. Entre as conclusões obtidas, salientamos que no caso de duas ferramentas planas, o aparecimento de deformidades e desvios de dimensões durante a conformação (devido à ovalização) não permite uma ampla aplicação deste método para a produção de eixos vazados. Já com a utilização de três rolos permite-se obter uma maior precisão dimensional e estabilidade do processo de conformação.

É consenso entre os pesquisadores que as cavidades centrais são o principal tipo de problema presente no processo CWR. Porém, há que se ressaltar também o deslizamento que ocorre entre a peça e as ferramentas.

Li e Lovell (LI, Q. e LOVELL, M., 2005) realizaram interessante pesquisa sobre o tema, abordando os fatores que influem no atrito interfacial no processo com dois rolos. Através da simulação numérica, analisaram várias condições operacionais, variando os parâmetros de processo da seguinte forma:

− Coeficiente de atrito (µ): 0,2, 0,3, 0,35, 0,4, 0,5 e 0,6. − Ângulo de conformação (α): 20, 30 e 40o .

− Ângulo de estiramento (β): 3,5, 5,25, 7,5, 10 e 15. − Redução de área: 22, 27, 32, 38, 45 e 53%

− Velocidade de conformação: 0,1, 0,2, 0,4, 0,8 e 1,6 m/s.

Entre as conclusões do trabalho está que o coeficiente de atrito entre as ferramentas e a peça é o parâmetro chave para controlar o deslizamento entre as mesmas. Aumentando-se o ângulo de conformação aumenta-se o deslizamento. Aumentos da redução de área e da velocidade conformação também provocam aumentos no deslizamento.

Um estudo bastante completo do modelamento numérico do processo CWR é apresentado por Pater (PATER, Z., 2006) em um de seus mais recentes trabalhos. Utilizando o programa comercial MARC/AutoForge, o autor obtém um rastreamento preciso do mecanismo de escoamento do material, distribuição das deformações e das taxas de deformação, valores de temperatura e tensão, cálculo das cargas de conformação e previsão de defeitos potenciais através

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14

do método de elementos finitos. Vários valores para os parâmetros α e β das ferramentas e δ do processo são considerados.

Com relação à microestrutura obtida nos produtos gerados pelo processo CWR, há um trabalho a se considerar desenvolvido pelos pesquisadores Wang, Li, Du e Zheng (WANG, M. et

al., 2004). O processo CWR foi simulado estabelecendo-se um modelo teórico através do

programa de simulação por elementos finitos Deform.

Utilizando esse método, Wang et al. analisaram a evolução microestrutural da austenita em conjunto com a temperatura e a deformação a quente do processo CWR para um aço AISI 5140. Os corpos de prova foram pré-aquecidos a 1200o C e deformados, variando-se a temperatura, entre 900 e 1100o C. Variou-se também a taxa de deformação entre 0,1 a 10 s-1 e a deformação foi mantida em 0,6.

Entre os resultados desta simulação atesta-se o fato de que o metal próximo à superfície do corpo de prova deforma-se periodicamente sempre que estiver em contato com as ferramentas. Quando perde o contato, a tensão à qual estava sujeito desaparece. O metal que está próximo ao centro do corpo de prova alterna periodicamente a tensão à qual se submete de compressiva a trativa e de trativa a compressiva. Desta forma, a deformação equivalente de alguns pontos específicos desta região aumenta por conta da deformação contínua.

A taxa de deformação é também um dos fatores chaves que influenciam a deformação do material. A distribuição da taxa de deformação na região de fendilhamento das ferramentas (vide Figura 2.2) simulada pelo método dos elementos finitos é mostrada na Figura 2.5. Podemos notar que a taxa de deformação é alta na região central do corpo de prova (região deformada plasticamente no processo CWR) e altas taxas de deformação, como se sabe, podem atrasar a evolução microestrutural da austenita.

(34)

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Figura 2.5: Distribuição da taxa de deformação ε. na região de endentação (s-1) WANG, M.

et al., 2004).

Os estudos realizados por Wang et al. ainda fornecem dados sobre a previsão de temperaturas ao longo das secções longitudinais e transversais dos corpos de prova e também da evolução do tamanho de grão a partir da austenita formada até seus produtos de decomposição.

Os mesmos autores, Wang, Li, Du e Zheng, produziram ainda outro importante relato (WANG, M. et al., 2005) onde abordam o projeto de ferramentas, a evolução da microestrutura, a deformação a quente e o subseqüente processo de resfriamento para um aço AISI 5140.

O sistema para projeto de ferramentas para o CWR foi desenvolvido utilizando-se o programa Solidworks 2000 e o Visual Basic 6.0. A fim de completar rapidamente o trabalho de projeto, cada detalhe da ferramenta relacionado com a peça conformada, tais como modelos, ângulos, comprimentos e diâmetros da peça escalonada são parametrizados para se formar um banco de dados.

Para considerar as mudanças que ocorrem durante e após o trabalho a quente, uma série de experimentos de modelagem física foi realizada considerando-se o aço AISI 5140. O comportamento metalúrgico, incluindo-se as mudanças estruturais dinâmicas durante a deformação e a evolução estática da microestrutura após o trabalho a quente foram investigadas para a faixa de trabalho a quente do CWR.

(35)

16

Entre os resultados obtidos pelos autores, podemos citar a comparação dimensional entre o modelo simulado e a peça obtida na prática. A diferença entre os valores medido e simulado está dentro das tolerâncias permitidas.

A variação da deformação equivalente na secção axial da peça conformada demonstra que os valores maiores desta variável estão na superfície da peça e os valores menores na posição central devido ao fato de que o metal da superfície está em contato direto com as ferramentas de CWR que se movem tangencialmente em relação à peça. Esta pode ser uma das razões dos defeitos internos (trincas e poros). Isto mostra que os resultados da simulação são idênticos aos da laminação na prática, na qual uma pequena redução é propensa a produzir defeitos internos.

Ainda nesse trabalho, são apresentadas equações que descrevem a cinética de recristalização, o tamanho de grão, etc. com o objetivo de predizer, com precisão, a evolução da microestrutura.

Nota-se uma tendência entre os principais pesquisadores do processo CWR de se dedicar ao seu estudo valendo-se dos vários programas disponíveis de simulação pelo método de elementos finitos. Isto se justifica plenamente quando se levam em consideração os altos custos das ferramentas utilizadas e também a possibilidade de se variar facilmente os principais parâmetros do processo, analisando-se suas influências nos produtos obtidos.

Como já dito anteriormente, o domínio sobre o conhecimento do resultado das variações dos ângulos de conformação (α) e de deformação ou estiramento (β) e também a deformação relativa (δ) ainda não foi alcançado e assim, os programas de simulação são ferramentas de grande valor.

Um dos principais pesquisadores do processo CWR, Zbigniew Pater, tem publicado desde o ano 2000, vários artigos abordando o tema simulação por elementos finitos. Em uma de suas mais recentes publicações (PATER, Z., GONTARZ, A. e WERONSKI, W., 2006) descreve uma nova técnica designada pelos autores como Wedge-Rolls Rolling (WRR).

Há cinco diferentes variantes, nas quais duas ou três cunhas são montadas em cilindros ou placas planas ou côncavas. Entre estes métodos, os de placas planas ou com dois cilindros são os

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mais utilizados em instalações industriais. Por causa das dimensões gerais das ferramentas (algumas excedem 2 m), o custo de fabricação é decisivo na escolha do projeto adotado. Os menores custos de implementação estão presentes no processo CWR com duas ferramentas planas. Reduções de custos podem ser esperadas se considerarmos um método de laminação no qual apenas uma ferramenta em cunha seja utilizada.

O método WRR é baseado na conformação axi-simétrica de eixos através de uma única cunha (Figura 2.6). Neste processo, o tarugo é colocado em contato com dois cilindros acionados em direção oposta à da cunha em movimento. Os cilindros têm entalhes que coincidem com a região de conformação da cunha. Durante a conformação, a cunha e os entalhes pressionam o corpo de prova, dando-lhe o formato desejado.

Figura 2.6: Esquema do processo WRR onde uma cunha e dois cilindros entalhados são usados (PATER, Z., GONTARZ, A. e WERONSKI, W., 2006).

Experiências práticas foram conduzidas em um equipamento de laboratório provido de sistema de monitoramento. Para estas experiências, seis cunhas foram fabricadas com os parâmetros: α = 30°, β = 5°, 7° e 9° e altura do entalhe (hk) = 3 mm e 6 mm.

Os corpos de prova vazados e não vazados foram confeccionados com aço SAE 1045, pré-aquecidos a 1150 °C e conformados. Exemplos de corpos laminados são mostrados na Figura 2.7. Deve-se levar em conta que as peças forjadas são de alta qualidade, não possuindo defeitos internos. As peças vazadas apresentaram boa precisão de conformação e distribuição de espessura de parede quase constante.

Corpo de prova Cunha

Rolo 1 Rolo 2

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Utilizando o programa MSC.Superform 2004, os autores puderam testar a influência dos parâmetros básicos do método WRR no processo de conformação. O material escolhido das peças foi o aço SAE 1045 e a temperatura de pré-aquecimento, 1100 ºC. O fator de atrito assumido foi de m = 1,0. Mais de 100 simulações foram realizadas, variando-se os parâmetros β (3°, 5°, 7°, 9° e 11°), α (20°, 25°, 30°, 35°e 40°) e δ (1,19 , 1,32 , 1,47 e 1,67).

Figura 2.7: Exemplos de peças laminadas pelo método WRR: a) vista geral; b) secções transversais e longitudinais (PATER, Z., GONTARZ, A. e WERONSKI, W., 2006).

Entre os resultados da pesquisa, destacam-se os referentes à distribuição das deformações nas peças obtidas. Em todos os casos, as deformações estiveram distribuídas em uma forma laminar, o que é um aspecto característico do processo CWR. Além disso, as maiores deformações apareceram na superfície e a menor esteve presente na região axial das peças.

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Considerando-se a influência dos parâmetros básicos, as deformações foram maiores com ângulos β menores e maiores reduções relativas δ, como mostrado na Figura 2.8. O aumento da deformação nesse caso foi causado pelo aumento do comprimento da cunha de conformação o qual levou ao aumento do escoamento de material na direção tangencial. Também se constatou que a mudança do ângulo α não influenciou a deformação nos tarugos.

Figura 2.8: Distribuições das deformações calculadas em peças conformadas pelo processo WWR com α = 30° e diâmetro inicial de 25 mm (PATER, Z., GONTARZ, A. e

WERONSKI, W., 2006).

Entre as conclusões finais, os autores salientam a precisão do processo de conformação semelhante aos processos típicos de CWR, notadamente no que diz respeito à laminação de eixos vazados. Com esta configuração, o processo WWR permite conformar eixos com espessura de parede de 0,2 do diâmetro inicial, o que não é possível no caso de CWR com duas ferramentas.

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Valendo-se de outro programa de simulação, o DEFORM-3D, e de um simulador termo-mecânico Gleeble 3500, os pesquisadores Li, Wang e Du realizaram vários cálculos do processo CWR com o objetivo de se avaliar a distribuição de algumas variáveis, tais como deformação efetiva, taxa de deformação efetiva e temperatura ao longo das diferentes etapas do processo e também a evolução da microestrutura de um aço 5140 (LI, X., WANG, M. e DU, F., 2006).

De acordo com os resultados da simulação, a deformação começa com o contato superficial entre as ferramentas e o corpo de prova e aumenta gradualmente em direção ao centro do modelo na zona de fendilhamento. A distribuição de deformação equivalente na secção transversal do tarugo pode ser vista pode ser vista na Figura 2.9.

Figura 2.9: Distribuição de deformações equivalentes na zona de fendilhamento (LI, X., WANG, M. e DU, F., 2006).

De maneira diferente da deformação na região de fendilhamento, a deformação axial é dominante na zona de deformação das ferramentas. Acompanhando a rotação dos cilindros, o metal da superfície é extrudado de forma espiral em direção às extremidades da peça, na qual deformações equivalentes maiores ocorrem, como mostrado na Figura 2.10.

Devido ao fato de a deformação acontecer de forma multi-axial, os valores de deformação equivalente do processo CWR são sempre muito maiores do que outros processos com deformação simples. Deformações maiores facilitam se atingir a deformação crítica de ativação da recristalização dinâmica durante o processo CWR.

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Figura 2.10: Distribuição de deformações equivalentes na zona de deformação (LI, X., WANG, M. e DU, F., 2006).

Para se entender o mecanismo de deformação da superfície para o centro da peça laminada, três pontos igualmente distribuídos do centro para a superfície na secção transversal da peça foram rastreados. Os valores de deformação equivalente versus tempo foram plotados na Figura 2.11. A deformação equivalente do ponto 1, localizado na superfície, apresenta grande variação, principalmente devido ao repetido contato entre corpo de prova e ferramentas.

Figura 2.11: Deformação equivalente versus tempo (LI, X., WANG, M. e DU, F., 2006). Outra variável importante do processo e que merece especial atenção quando se pretende estudar a evolução microestrutural do corpo de prova é a temperatura. As trocas de calor no processo de conformação a quente do CWR envolvem a geração de calor do trabalho plástico,

Tempo (s) 1 (Superfície) 2 (Metade do raio) 3 (Centro) D ef or m aç ão e qu iv al en te

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transferências no contato entre corpo de prova e ferramentas, radiação e convecção entre o corpo a ser deformado e o ambiente, etc.

Três pontos, localizados de forma eqüidistante do centro para a superfície foram selecionados para o rastreamento. As relações entre temperatura e tempo são mostradas na Figura 2.12.

A variação de temperatura na superfície (ponto 1) é a maior, enquanto que as outras aumentam gradativamente. As três curvas tendem a um valor constante final. As variações maiores do ponto 1 são devidas, principalmente, à transferência de calor pelo contato com as ferramentas e pela condução. Quando a superfície do corpo de prova está em contato com as ferramentas, a temperatura decresce rapidamente. Após perder o contato, a temperatura cresce rapidamente devido à transferência de calor por condução, proveniente de regiões com temperaturas mais altas geradas pelo aquecimento adiabático provocado pelo trabalho plástico.

Figura 2.12: Curvas de temperatura versus tempo (LI, X., WANG, M. e DU, F., 2006). Ao final deste trabalho, os pesquisadores investigaram a distribuição da microestrutura ao longo do processo CWR, no qual a recristalização dinâmica pode ocorrer facilmente devido à alta deformação e alta temperatura. Ainda que a alta taxa de deformação aumente a deformação crítica para que a recristalização dinâmica aconteça, deformações multiaxiais e deformação residual causada pela repetida laminação no CWR são suficientes para compensar a influência da

1 (Superfície) 2 (Metade do raio) 3 (Centro) Tempo (s) T em pe ra tu ra ( o C )

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23

alta taxa de deformação. O amaciamento após a deformação será ditado pela recristalização meta-dinâmica.

O tamanho de grão da austenita recristalizada na zona de fendilhamento é mostrado na Figura 2.13. O tamanho de grão original, antes da laminação, era de 119 µm. Baseado nos resultados de simulação do tamanho de grão recristalizado durante o processo de conformação, pode-se deduzir que a deformação crítica de ativação da recristalização dinâmica é atingida, inicialmente, próxima à superfície. Por isso, o amaciamento pela recristalização dinâmica torna o tamanho de grão da superfície menor. Próximo à região central e devido à deformação menor, o tamanho de grão recristalizado ainda é grande.

Figura 2.13: Tamanho de grão após recristalização dinâmica na zona de fendilhamento (µm) (LI, X., WANG, M. e DU, F., 2006).

A distribuição do tamanho de grão médio da austenita após a laminação é mostrada na Figura 2.14. O tamanho de grão médio é calculado utilizando-se o tamanho de grão recristalizado e não recristalizado e suas frações volumétricas respectivamente. O tamanho de grão do corpo de prova na região deformada é pequeno, da ordem de 20 a 30 µm, no processo CWR. Contudo, o tamanho de grão nas extremidades das regiões não deformadas praticamente não muda. Por isso, pode-se dizer que a deformação multiaxial da técnica CWR pode refinar muito o tamanho de grão.

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Figura 2.14: Tamanho de grão após recristalização dinâmica na zona de deformação (µm) (LI, X., WANG, M. e DU, F., 2006).

Outro trabalho que também enfoca a distribuição de temperaturas obtida por simulação no processo CWR foi realizado por Ying e Pan (YING, F. P. e PAN, B. S., 2007). O programa de simulação utilizado foi o MSC.Superform.

Assumindo-se que a temperatura inicial do corpo de prova foi de 950 °C, na zona de deformação a temperatura da secção deformada é maior do que a não deformada devido ao atrito e à deformação plástica (Figura 2.15 (a)). Ao final do processo, o gradiente de temperatura ao longo do corpo de prova é relativamente pequeno, sendo a região central mais quente do que ambas as extremidades, como pode ser visto na Figura 2.15 (b).

Os autores ainda avaliaram a influência dos ângulos α e β na temperatura do núcleo dos corpos de prova. Com relação ao ângulo de deformação, β, no começo do processo a temperatura do núcleo aumenta com o aumento do ângulo. Isto é devido à aceleração da velocidade de deformação que leva ao aumento da energia térmica e diminuição das perdas de calor. Posteriormente, ao longo do processo, quanto maior o ângulo β menor o tempo de contato com a ferramenta e menor a energia gerada pelo atrito e a temperatura do núcleo decresce. Isto pode ser visualizado na Figura 2.16.

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Figura 2.15: Distribuição de temperatura no CWR (YING, F. P. e PAN, B. S., 2007).

Figura 2.16: A influência do ângulo de deformação sobre a temperatura na secção transversal do corpo de prova (YING, F. P. e PAN, B. S., 2007).

Tanto na zona de fendilhamento quanto na de deformação a influência do ângulo de conformação, α, na temperatura do núcleo do corpo de prova é pequena. Ao final destas zonas, há um pico na temperatura devido aos diferentes tempos de laminação. A deformação e a geração de energia térmica aumentam com o aumento do ângulo α, ao mesmo tempo em que a área de contato e o calor gerado pelo atrito diminuem (Figura 2.17)

Inc: 150 Inc: 578 Inc: 150 Ângulo β: 5o Ângulo β: 7o Tempo (s) T em pe ra tu ra d a se cç ão tr an sv . ( o C )

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Figura 2.17: A influência do ângulo de conformação sobre a temperatura no nó da secção transversal (YING, F. P. e PAN, B. S., 2007).

Finalizando a revisão bibliográfica, deve-se comentar as pesquisas feitas por Gentile (GENTILE, F. C., 2004) utilizando o mesmo equipamento de laminação do LCM. Após realizar vários ensaios com corpos de prova manufaturados com aço microligado 48MnV3 e variando os parâmetros velocidade de trabalho e temperatura de pré-aquecimento concluiu que a temperatura de processo exerce grande influência no surgimento e tamanho dos defeitos internos. Quanto menor a temperatura, maior a área transversal do defeito e maior seu comprimento ao longo do laminado. Com relação à velocidade do processo, não foi possível encontrar uma relação entre este parâmetro e o tamanho dos defeitos internos.

Ângulo α: 20o Ângulo α: 25o Tempo (s) T em pe ra tu ra d o nó n a se cç ão tr an sv . ( o C )

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Capítulo 3

Material e Métodos

Como visto na revisão bibliográfica, a tarefa mais importante relacionada ao processo CWR é a seleção adequada dos parâmetros básicos das ferramentas, ou seja, o ângulo de conformação α e o ângulo de estiramento ou de deformação β e também a redução relativa do corpo de prova δ. Estes parâmetros estão diretamente relacionados à estabilidade do processo.

Para a realização de dois projetos anteriores no Laboratório de Conformação Mecânica da Faculdade de Engenharia Mecânica (LCM), foram fabricados dois conjuntos de ferramentas para o processo CWR. Nos dois casos, os parâmetros escolhidos atendem as condições de estabilidade previstas na revisão bibliográfica, porém geraram peças com defeitos. Por este motivo, a influência de outras duas variáveis, temperatura de pré-aquecimento dos corpos de prova e velocidade de laminação, será estudada.

Para minimizar os custos referentes à manufatura de ferramentas, optou-se nesta pesquisa, por utilizar um dos jogos de ferramentas já existentes, adaptando-o aos objetivos deste trabalho e, adicionalmente, fabricar um novo par com parâmetros de interesse, para que o estudo pudesse ser mais abrangente, principalmente no que diz respeito aos valores do ângulo α das ferramentas. Optou-se por manter o valor do ângulo β para os dois conjuntos para que as ferramentas tenham aproximadamente o mesmo comprimento e também para restringir o número de combinações possíveis entre as variáveis.

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Restava ainda variar o parâmetro δ que representa a relação entre os diâmetros inicial e final do corpo de prova. Note que alterando-se a distância entre as duas ferramentas, altera-se por conseqüência o diâmetro inicial do corpo de prova a ser laminado. Isto pôde ser feito utilizando-se calços fabricados com aço ABNT 1045 de diferentes alturas entre as ferramentas e o sistema de fixação das mesmas, sem a necessidade de usinagem dispendiosa das ferramentas para se alterar a distância entre elas. Ou seja, alterar o parâmetro δ é muito mais simples e menos dispendioso do que alterar o parâmetro α, por exemplo.

Os dois conjuntos de ferramentas possuem ângulos α distintos. Para cada conjunto ainda se pôde variar a distância entre as ferramentas com a utilização dos calços, o que altera o valor da redução δ. Para cada uma dessas situações ainda se pôde variar a temperatura inicial do corpo de prova e/ou a velocidade de laminação.

A pesquisa está dividida em duas grandes partes: ensaios por simulação numérica e ensaios experimentais. Realizada em primeiro lugar, a simulação numérica forneceu dados para o projeto do segundo par de ferramentas e também para a definição da altura dos calços.

3.1. Especificação do aço 3.1.1. Composição Química

O aço escolhido e utilizado para a confecção dos corpos de prova a serem laminados foi o aço ABNT 1045. A escolha se deveu ao fato de tratar-se de um aço comercial com larga utilização na produção de componentes mecânicos e automotivos. Na Tabela 3.1 apresenta-se a composição típica deste aço.

Tabela 3.1: Composição química do aço ABNT 1045 (percentagem em peso)

C Mn P S

0,420 a 0,050 0,600 a 0,900 ≤ 0,040 ≤ 0,050

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As barras de aço de secção transversal circular com diâmetro de 35 mm e comprimento padrão de 6,0 m foram compradas no comércio regular. São barras produzidas por laminação a frio nas etapas finais de conformação e normalizadas, com dureza medida na faixa de 96/97 RB. A microestrutura deste material de partida apresentava estrutura homogênea composta de perlita e ferrita com grãos não deformados, característicos do tratamento térmico a que foi submetida. Na Figura 3.1, pode-se observar a micrografia da secção transversal das barras utilizadas. A partir do diâmetro inicial, as barras foram cortadas com comprimento de 80 mm e usinadas nos diversos diâmetros utilizados nos ensaios.

Figura 3.1: Micrografia da secção transversal da barra de aço ABNT 1045 (ataque Nital 2%). 3.2. Projeto das Ferramentas

A Figura 3.2 mostra o desenho de uma ferramenta típica de CWR na qual as principais dimensões que são usadas para defini-la podem ser vistas. Na Tabela 3.2, foram listados os valores destas dimensões para as duas situações previstas: ferramentas antigas e ferramentas novas. A dimensão H1 para as ferramentas antigas apresenta dois valores devido ao seguinte fato:

inicialmente tinha-se para esta dimensão o valor de 30 mm. Alguns corpos de prova foram laminados para se aproveitar esta condição. Posteriormente, a ferramenta inferior foi enviada à usinagem para que se diminuísse este valor e para possibilitar a utilização dos calços citados anteriormente. Após a usinagem, o valor de H1 passou a ser 26,5 mm. As dimensões p, h e l3 se

referem a um rebaixo na região de calibração das ferramentas, o qual não foi considerado nas ferramentas novas e por isso não constam da tabela.

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Figura 3.2: Esquema de ferramenta típica de CWR

Tabela 3.2: Dimensões e características das ferramentas de CWR

L1 L2 L3 k w W l3 R1

região ranhurada – lateral da ferramenta β A A R2 H1 H h B p α CORTE AA

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Valores

Parâmetros Ferramenta antiga Ferramenta nova

α (°) 20 25 β (°) 7 7 H (mm) 5,5 5,5 H1 (mm) 30 (26,5) 25,5 B (mm) 15,1 13,9 p (mm) 8 - h (mm) 3 - k (mm) 60 60 w (mm) 90,2 87,8 W (mm) 150 150 L1 (mm) 123 96,1 L2 (mm) 244,3 244,3 L3 (mm) 95 120 Ltot (mm) 462,4 460,4 l3 (mm) 53 - R1 (mm) 2 2 R2 (mm) 1,5 2

Foram feitos 2 calços com a mesma largura, mesmo comprimento e mesma furação das ferramentas. As espessuras dos calços são: 5,0 e 8,2 mm. Associando-se os valores de H1 dos

dois conjuntos de ferramentas e os dois calços, têm-se os diversos valores do parâmetro δ.

Levando-se em consideração o exposto acima, os valores admitidos para as variáveis em questão foram:

• Ângulo de conformação α: 20o e 25o • Ângulo de estiramento: 7o

Referências

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