REPOSITORIO INSTITUCIONAL DA UFOP: Influência dos parâmetros de processo da laminação de barra chata de 1 5/8” x 5/16” produzidas por aço SAE no fenômeno de empeno.

(1)

REDEMAT

R

EDE

T

EMÁTICA EM

E

NGENHARIA DE

M

ATERIAIS

UFOP – CETEC – UEMG

Dissertação de Mestrado

"Influência dos Parâmetros de Processo da

Laminação de Barra Chata de 1 5/8” x 5/16”

produzida no Aço SAE 5160 no Fenômeno de

Empeno"

Autor: Jéveson Batista dos Santos

Orientador: Prof. André Barros Cota

(2)

REDEMAT

R

EDE

T

EMÁTICA EM

E

NGENHARIA DE

M

ATERIAIS

UFOP – CETEC – UEMG

Jéveson Batista dos Santos

"Influência dos Parâmetros de Processo da Laminação de Barra Chata de

1 5/8” x 5/16” produzida no Aço SAE 5160 no Fenômeno de Empeno"

Dissertação de Mestrado apresentada ao Programa de Pós-Graduação em Engenharia de Materiais da REDEMAT, como parte integrante dos requisitos para a obtenção do título de Mestre em Engenharia de Materiais.

Área de concentração: Engenharia de Superfícies

Orientador: Prof. André Barros Cota

(3)

Catalogação: sisbin@sisbin.ufop.br

S237i Santos, Jéveson Batista dos.

Influência dos parâmetros de processo da laminação de barra chata de 1 5/8” x 5/16” produzidas por aço SAE no fenômeno de empeno [manuscrito] / Jéveson Batista dos Santos – 2010.

ix, 64 f.: il., color., graf., tabs.

Orientador: Prof. Dr. André Barros Cota.

Dissertação (Mestrado) - Universidade Federal de Ouro Preto. Rede Temática em Engenharia de Materiais.

Área de concentração: Engenharia de Superfícies.

1. Laminação (Metalurgia) - Teses. 2. Barras de aço - Teses.

3. Resfriamento - Teses. I. Universidade Federal de Ouro Preto. II. Título.

CDU:621.771.25

(4)

(5)

A meu Deus que me iluminou e fortaleceu durante esta jornada;

Aos meus pais e irmãos pela ajuda e carinho;

A minha esposa Alessandra pelo apoio e compreensão para que continuasse firme nesta missão;

A minha filha Maria Eduarda que iluminou a nossa vida;

Ao professor André Cota pelo apoio, ensinamento e paciência;

A equipe do CETEC pelo suporte técnico;

Aos companheiros de trabalho da Laminação da Linha Leve da ArcelorMittal Cariacica que participaram efetivamente para realização deste trabalho, em especial José Aparecido Pereira, Marco Aurélio Silva, Anderson Caliman, Rodrigo Luiz Gobbi, Alex Maia e toda equipe da operação;

Aos companheiros de trabalho da Gerência Técnica da ArcelorMittal Cariacica que participaram efetivamente para realização deste trabalho, em especial Eduardo Diniz, Thiago Avelar, Rosan Fernandes, Mariana Barcelos e Thalita Toledo;

Aos companheiros de trabalho da ArcelorMittal Juiz de Fora, pelo apoio técnico dado ao trabalho, em especial Ismael Pinto e Félix Fernando Pereira;

(6)

Lista de Figuras ...iv

Lista de Tabelas...vi

Resumo...vii

Abstract ...viii

1 - INTRODUÇÃO ...1

2 – OBJETIVOS...2

3 - REVISÃO BIBLIOGRÁFICA...3

3.1 – Aplicação da barra chata 1 5/8” x 5/16” SAE 5160...3

3.2 – Processo de laminação da barra chata 1 5/8” x 5/16” SAE 5160...4

3.3 - Transformações de fases nos aços ...5

3.3.1 – Influência da composição química na transformação de fases no aço ...7

3.3.1.1 - Influência de elementos microligantes no aço SAE 5160...8

3.3.2 – Influência do tamanho de grão austenítico na transformação de fases no aço ...10

3.3.3 – Influência da homogeneidade da austenita na transformação de fases no aço ...12

3.3.4 – Microestrutura típica do aço SAE 5160 ...13

3.3.5 – Diâmetro equivalente e diagramas TRC para os aços SAE 5160 e SAE 1070 ...15

3.4 – Tensões residuais ...20

3.4.1 – Leito de resfriamento...22

3.4.2- Tensões de origem térmica e de transformações de fase ...24

4 – MATERIAIS E MÉTODOS...29

4.1 – Materiais ...29

4.2- Medição da temperatura das barras no leito de resfriamento ...29

4.3 – Ensaios ...30

4.3.1- Medição da dureza Brinell ...31

4.3.2 – Análise metalográfica e medição da microdureza...31

4.3.3- Ensaio de dilatometria para obtenção do diagrama TRC para o aço SAE 5160...33

5 - RESULTADOS E DISCUSSÃO ...34

5.1 – Medição de temperatura da barra chata no leito de resfriamento ...34

5.2 - Medição da dureza Brinell...35

5.3 – Análise metalográfica e medição da microdureza dos aços SAE 5160 e SAE 1070...36

(7)

5.5.1 – Dureza da barra chata após as mudanças no leito de resfriamento e na composição

química ...54

6 – CONCLUSÃO...58

7 - SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ...59

8 - REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ...60

(8)

LISTA DE FIGURAS

Figura 3.1 – Aplicação da barra chata 1 5/8” x 5/16” para confecção de fixadores...3

Figura 3.2 – Fluxo de produção da ArcelorMittal Cariacica - Linha Leve ...4

Figura 3.3 – Sobreposição dos diagramas TRC e TTT para análise de transformações de um aço eutetóide (0,77% de carbono)...6

Figura 3.4 - Influência dos elementos nióbio e vanádio na curva TRC do aço SAE 5160 ...9

Figura 3.5 – Início da formação da perlita em aço de 0,84% de carbono com e sem nióbio Curvas (a e b): temperatura de austenitização de 900°C e Curvas (c e d): temperatura de austenitização de 1350°C...10

Figura 3.6 – Diagrama TRC para o aço SAE 5160 apresentando os efeitos da variação do tamanho de grão austenítico ...12

Figura 3.7 – Diagrama TRC para o aço SAE 5160 ...16

Figura 3.8 – Diagrama TRC para o aço SAE 5160 esboçado a partir das curvas de dilatometria 18 Figura 3.9 – Diagrama TRC para o aço SAE 1070 ...19

Figura 3.10 – Microestrutura presente na barra chata 100mm x 5mm produzida no aço SAE 5160...25

Figura 3.11 - Empeno na barra chata 100mm x 5mm SAE 5160 durante resfriamento no leito ..25

Figura 3.12 – Produção da barra chata 100mm x 5mm sem empeno após a troca do tipo de aço 26 Figura 3.13 – Presença de elevadas tensões trativas ...28

Figura 4.1 – Esquema do leito de resfriamento da ArcelorMittal Cariacica ...30

Figura 4.2 – Aço SAE 5160 Tarugo 1 amostras 1A, 1B, 1C, 1D, 1E, 1F, 1G e 1H ...32

Figura 4.3 – Aço SAE 5160 Tarugo 3 amostras 3A, 3B, 3C, 3D, 3E, 3F, 3G e 3H. ...32

Figura 4.4 – Aço SAE 1070 Tarugo 5 amostras 5A, 5B, 5C, 5D, 5E, 5F, 5G e 5H. ...32

Figura 5.1 – Curva de resfriamento para barra chata 1 5/8” x 5/16” SAE 5160 ...34

Figura 5.2 – Empeno na barra chata 1 5/8” x 5/16” do aço SAE 5160 ...35

Figura 5.3 – Variação de dureza para os aços SAE 5160 e SAE 1070 ...36

Figura 5.4 - Variação de dureza das amostras dos aços SAE 5160 e SAE 1070 ...38

Figura 5.5 – Microestrutura das amostras retiradas no tarugo 1, 1A a 1H, do aço SAE 5160...39

Figura 5.8 – Evolução da microestrutura do aço SAE 5160 em função da taxa de resfriamento: 44 Figura 5.9 – Curva dilatométrica para taxa de resfriamento de 1,0oC/s...45

(9)

Figura 5.11 – Curva dilatométrica para taxa de resfriamento de 2,0oC/s...45

Figura 5.17 - Diagrama TRC para o aço SAE 5160...48

Figura 5.18 – Manchas escuras ao longo da barra devido as diferentes taxas de resfriamento...49

Figura 5.19 (a) – Distribuição do teor de carbono (%)...50

Figura 5.19 (b) – Distribuição do teor de manganês (%). ...50

Figura 5.19 (c) – Distribuição do teor de cromo (%). ...51

Figura 5.20 – Proteção das laterais do leito realizada com chapas de alumínio ...51

Figura 5.21 – Placas de cobertura do leito ...52

Figura 5.22 – Empilhamento de duas barras por pente ...53

Figura 5.23 - Curva de resfriamento para barra chata 1 5/8” x 5/16” SAE 5160 após as alterações no leito de resfriamento e empilhando-se duas barras por pente...54

Figura 5.24 – Variação de dureza para o aço SAE 5160 após o teste em escala industrial ...55

Figura 5.25 – Desalinhamento da extremidade das barras, sem empeno das mesmas...55

(10)

LISTA DE TABELAS

Tabela III.1 – Composição química típica do aço SAE 5160 (% em peso) ...5

Tabela III.2 – Propriedades mecânicas típicas da barra chata 1 5/8” x 5/16” no aço SAE 5160 ....5

Tabela III.3 – Representação esquemática do efeito dos principais elementos de liga sobre os diagramas isotérmicos para os aços...7

Tabela III.4 – Composição química do aço SAE 5160 (% em peso) ...16

Tabela III.5 – Composição química das corridas utilizadas para construir o diagrama TRC para o aço SAE 5160 (% em peso)...17

Tabela III.6 – Faixa de composição química do aço SAE 5160 utilizada para produção da barra chata 1 5/8” x 5/16” (% em peso)...17

Tabela III.7 – Composição química do aço SAE 1070 (% em peso) ...20

Tabela III.8 – Composição química típica para o aço SAE 5160 e S71 (% em peso) ...26

Tabela III.9 – Variações de volume provocadas por transformações de fases nos aços ...27

Tabela IV.1 – Composição química típica dos aços SAE 5160 e SAE 1070 produzidos na ArcelorMittal Cariacica (% em peso)...29

Tabela IV.2 – Composição química das amostras para dilatometria (% em peso) ...33

Tabela V.1 - Microestrutura e microdureza Vickers das amostras 1A a 1H do aço SAE 5160...37

Tabela V.4 - Análise metalográfica e medição da microdureza das amostras do aço SAE 5160 42 Tabela V.5 – Temperatura de início e fim de transformação para o aço SAE 5160 ...43

(11)

RESUMO

(12)

ABSTRACT

(13)

1 - INTRODUÇÃO

O processo de laminação consiste em transformar tarugos, blocos ou pré-formas em produtos para utilização em indústrias e na construção civil.

Na ArcelorMittal Cariacica, unidade da divisão de aços longos do grupo, os produtos formados pelo processo de laminação são a cantoneira, perfis I e U, vergalhão, barra redonda e barra chata, sendo esta última o objeto deste estudo.

Como em qualquer processo industrial, na produção de aço também ocorrem problemas, gerando defeitos nos materiais produzidos. Na laminação podem-se classificar os defeitos em estruturais, superficiais e de forma. Entre os defeitos de forma mais comuns são ondulação e empeno. Este último defeito de forma caracteriza-se por um desvio lateral de retilinidade da barra que se origina no processo de produção e que, quando não é passível de recuperação via endireitadeira, leva ao sucateamento ou mesmo à reclamação de clientes quando não detectado pela inspeção.

As normas de produtos ASTM A6 (Standard Specification for General Requirements for Rolled Structural Steel Bars, Plates, Shapes and Sheet Piling, 1991) e EB 2165 (Barra

Chata de Aço Laminada a Quente para Fabricação de Molas e Feixes de Mola, 1991) especificam valor máximo para empeno. No caso da barra chata 1 5/8” x 5/16” laminada no aço SAE 5160, alvo deste estudo, o valor máximo especificado pelos clientes é 5mm/m, ou seja, não pode haver uma flecha total maior que 30mm em uma barra de 6m e também não pode ser encontrado empeno localizado maior que 5mm em cada metro. Nota-se, no entanto, que quando laminada em diferentes tipos de aços o comportamento em relação ao grau e número de ocorrências do empeno varia, como por exemplo, quando esta mesma bitola de barra chata é produzida no aço SAE 1070, nas mesmas condições operacionais utilizadas ao laminar o aço SAE 5160, não apresenta o problema de empeno.

(14)

2 – OBJETIVOS

Geral:

Efetuar a análise dos principais fatores no processamento da barra chata 1 5/8” x 5/16” SAE 5160 que influenciam na geração do defeito de empeno, no sentido de se obter, de forma consistente, um produto que atenda aos requisitos de qualidade, entre eles o empeno, dentro da faixa especificada pelos clientes de 5,0mm/m, bem como reduzir as perdas metálicas oriundas deste defeito e paradas operacionais devido ao atraso na extração das barras do leito com empeno acima da tolerância.

Específicos:

• Avaliar as condições de resfriamento no leito que ocasionam o empenamento da barra; • Realizar análise metalográfica e medição da dureza das amostras da barra chata 1 5/8” x

5/16”;

• Elaborar o diagrama de transformação no resfriamento contínuo do aço SAE 5160

empregado na produção da barra chata;

(15)

3 - REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

Neste capítulo, apresenta-se a principais características da barra chata 1 5/8” x 5/16”, do aço SAE 5160, quanto a sua aplicabilidade, processo de laminação e transformação de fases, buscando-se explicar a formação de tensões residuais que levam ao surgimento do empeno no produto laminado.

3.1 –Aplicação da barra chata 1 5/8” x 5/16” SAE 5160

O aço SAE 5160, laminado na forma de produtos longos, é utilizado em um vasto campo de aplicações tecnológicas, tais como:

• na forma de barra redonda para confecção de bolas de moinhos, fixadores, molas e

grampos ferroviários;

• na forma de fio máquina para confecção de molas helicoidais;

• na forma de barra chata para confecção de feixes de molas para veículos automotores,

implementos agrícolas e construção civil.

Dentre as aplicações da barra chata, destaca-se a bitola de 1 5/8” x 5/16” produzida no aço SAE 5160, sendo utilizada exclusivamente na produção de fixadores para estruturas metálicas empregadas na construção civil, como é ilustrado na figura 3.1.

(16)

3.2 – Processo de laminação da barra chata 1 5/8” x 5/16” SAE 5160

A bitola de barra chata 1 5/8” x 5/16” é produzida a partir de tarugos de seção quadrada de 130mm com comprimento de 5,50m, que são enfornados em um forno de reaquecimento tipo pusher com largura de 13,00m, o que permite o enfornamento de duas

filas de tarugos.

Os tarugos são desenfornados por dois braços extratores (kick-off), numa faixa de

temperatura de saída de 950oC a 1010oC, e são laminados em cadeira trio (trem desbastador) reduzindo os tarugos de 130mm para 76mm por meio de cinco passes de laminação. Em seguida os tarugos são direcionados para o laminador, composto por 13 cadeiras de laminação que constituem os trens de laminação 1 e 2, para que sejam reduzidos até a seção final pretendida.

As barras geradas destes tarugos são direcionadas para o leito de resfriamento (tipo Walking Beam) onde sofrerão o processo de resfriamento natural, ao ar livre. Cada tarugo gera

289m de barras que são cortadas em 6 barras de 48m (tesoura divisora) para que sejam acondicionadas no leito de resfriamento de comprimento de 60m.

Em seguida as barras são cortadas no comprimento de 6,00m (tesoura divisora), empacotadas (empacotador de barras) e entregues ao estoque final (mesa de pesagem e evacuação), conforme apresentado na figura 3.2.

Figura 3.2 – Fluxo de produção da ArcelorMittal Cariacica - Linha Leve.

A composição química típica do aço SAE 5160, conforme a norma SAE J404 (Chemical Compositions of SAE Alloy Steels, 2000), empregada na produção da barra chata é

(17)

Tabela III.1 – Composição química típica do aço SAE 5160 (% em peso)

C Mn Si P S Nb Cr

Mín 0,560 0,750 0,150 - - 0,030 0,700 Máx 0,640 1,000 0,300 0,030 0,030 0,040 0,900

Tabela III.2 – Propriedades mecânicas típicas da barra chata 1 5/8” x 5/16” no aço SAE 5160

Propriedades mecânicas Indicativo

Limite de Resistência (MPa) 990 - 1020 Limite de Escoamento (MPa) 635 - 660

Dureza (HB) 301 - 340

3.3 - Transformações de fases nos aços

Os diagramas de fases descrevem o comportamento das ligas, identificando as regiões de estabilidade das fases, quando submetidos às alterações de pressão, temperatura, tempo e adição de elementos de liga.

Ao efetuar o resfriamento do aço bem lentamente de forma que os movimentos atômicos ocorram por difusão, às transformações de fase ocorrerão conforme previsto pelo diagrama de fases ferro-carbono e, consequentemente, a microestrutura final dependerá somente da composição química. Neste caso, as transformações de fases ocorrerão em condições próximas ao equilíbrio termodinâmico.

No entanto, nas inúmeras operações industriais, as transformações de fases ocorrem fora do equilíbrio termodinâmico, devido às elevadas taxas de resfriamento na qual o aço é submetido. Nestas condições operacionais, o tempo necessário para a movimentação dos átomos por difusão pode ser insuficiente para formação das fases descritas no diagrama ferro-carbono(Rizzo, 2007).

(18)

descreve as transformações que ocorrem com a diminuição contínua da temperatura ao longo do tempo.

Na figura 3.3 são apresentadas, para o caso do aço eutetóide, as curvas relativas à transformação de fases isotérmica e as curvas relativas à transformação de fases em resfriamento contínuo com as respectivas microestruturas que se formam (Rizzo, 2007).

Figura 3.3 – Sobreposição dos diagramas TRC e TTT para análise de transformações de um aço eutetóide (0,77% de carbono)

Fonte: Rizzo, 2007, p. 189.

(19)

3.3.1 – Influência da composição química na transformação de fases no aço

A adição de elementos de liga ao ferro altera a cinética de transformação das fases e modifica as propriedades dos aços. Esses elementos atuam como estabilizadores da austenita ou ferrita e, consequentemente, alteram completamente a forma das curvas dos diagramas TTT e TRC, expandindo respectivamente os campos austeníticos e ferríticos (Llewellyn, D.T; Hudd, R.C, 1998).

Essa adição ocasiona o atraso das reações de transformação, deslocando as curvas de início e fim de transformação da austenita em ferrita e perlita para a direita e as curvas correspondentes às temperaturas Mi e Mf (temperaturas de início e fim da transformação da

austenita em martensita) para baixo. Como exemplo, o cromo desloca as curvas de início e fim de transformação para a direita e facilita a formação de bainita e martensita.

A razão para os elementos de liga retardar a transformação da austenita em perlita e ferrita é a necessidade de movimentos dos átomos por difusão para fora da austenita, que é um processo lento, e a formação de compostos, como carbonetos a partir destes elementos de liga. Apenas o cobalto não apresenta esse efeito nos aços (Rizzo, 2007).

A tabela III.3 ilustra uma representação esquemática da ação dos principais elementos de liga sobre os diagramas TTT.

Tabela III.3 – Representação esquemática do efeito dos principais elementos de liga sobre os diagramas isotérmicos para os aços

(20)

3.3.1.1 - Influência de elementos microligantes no aço SAE 5160

Os elementos microligantes podem ser encontrados no aço em solução sólida ou em forma de precipitados, geralmente ligados ao nitrogênio e/ou carbono. Os precipitados de vanádio ou nióbio atuam fortemente nos mecanismos de crescimento de grão, ocasionando a obtenção de uma estrutura de granulação fina (Bosco, 1995).

O efeito direto de elementos microligantes no comportamento das transformações de fases de um aço é difícil de ser separado do seu efeito indireto no refino do tamanho de grão austenítico e na prevenção da recristalização. A temperatura de austenitização afeta a homogeneidade da austenita, principalmente se o aço apresenta, em sua composição química, fortes elementos formadores de carbonetos.

Para poder separar estes efeitos, deve-se comparar os diagramas TRC de aços com e sem o elemento microligante, porém, com tamanhos de grãos similares, como explicitados para os dois tipos de aços descritos a seguir.

A adição de nióbio ao aço SAE 5160 apresenta diferentes efeitos na transformação perlítica em função da temperatura de austenitização, como:

• a 1200°C ocorre o atraso da transformação perlítica, conforme apresentado na figura

3.4 (a), devido o nióbio e vanádio se encontrarem em solução sólida;

• a 900°C ocorre à aceleração da transformação perlítica, conforme apresentado na

figura 3.4 (b), pois o nióbio atua no refino do tamanho de grão austenítico devido a ancoragem dos contornos de grão pelos precipitados de Nb(C,N) (Nadkarni et al.,

1992 apud Bosco, 1995).

Os resultados com adições de vanádio e temperaturas de austenitização de 1200°C são difíceis de analisar devido ao grande crescimento de grão verificado nesta condição (figura 3.4 (a)). Para uma temperatura de austenitização de 900°C (figura 3.4 (b)), observa-se um forte efeito de atraso da transformação perlítica com a adição de vanádio, o qual estaria ligado à segregação do vanádio para os contornos de grão austeníticos durante o reaquecimento (Nadkarni et al., 1992 apud Bosco, 1995).

(21)

retardar a formação da perlita devido à solubilização deste elemento na austenita, conforme ilustrado na figura 3.5 (curvas c e d) (Mei, P.R e Bresciani Filho, 1983).

(22)

Figura 3.5 – Início da formação da perlita em aço de 0,84% de carbono com e sem nióbio Curvas (a e b): temperatura de austenitização de 900°C e Curvas (c e d): temperatura

de austenitização de 1350°C Fonte: Mei, P.R e Bresciani Filho, 1983, p.404.

3.3.2 – Influência do tamanho de grão austenítico na transformação de fases no aço

Os contornos de grãos são as regiões adequadas para a nucleação heterogênea de novas fases a partir da austenita, por apresentarem maior energia que o volume do grão. Observa-se que uma maior temperatura de austenitização acarreta um tamanho de grão médio austenítico maior e, consequentemente, uma área superficial de contorno por unidade de volume menor, diminuindo o número de sítios potenciais para a nucleação da ferrita no contorno de grão, e posteriormente da perlita. Assim, um aumento no tamanho de grão austenítico leva à necessidade de aumento da força motriz termodinâmica para a nucleação, o que implica uma diminuição da temperatura Ar3, que é a temperatura de início de formação da ferrita (Cota et

(23)

Devido à grande influência do tamanho de grão no comportamento dos aços, torna-se de suma importância o seu controle, e isto pode ser feito com adição de alguns elementos de liga, como zircônio, titânio, nióbio, vanádio e alumínio.

Para o aço SAE 5160, a perlita nucleia nos contornos de grão austenítico, sendo a velocidade de crescimento da perlita independente do tamanho de grão da austenita. Já o número total de núcleos que se formam por segundo varia diretamente com a superfície disponível para sua origem, ou seja, depende do tamanho de grão austenítico (Reed-Hill e Abbaschian, 1991).

Os principais sítios de nucleação da ferrita e perlita na austenita são:

• bandas de deformação, principalmente naquelas de mais alta energia,

associadas a maiores reduções na deformação;

• contornos de grãos austeníticos, onde a nucleação se dá preferencialmente nas

regiões em que a desorientação entre os grãos é maior (regiões de maior energia);

• partículas de segunda fase, principalmente carbonetos e nitretos não

dissolvidos (Amin e Pickering, 1991 apud Bosco, 1995).

Em uma austenita não deformada ou recristalizada, o contorno de grão é praticamente o único sítio preferencial para a nucleação da ferrita e perlita.

Assim, a formação de ferrita e perlita em um aço de granulação fina é mais rápida que no aço de granulação grosseira, o que torna o material com menor temperabilidade. O efeito do tamanho de grão austenítico na cinética de transformação da austenita em ferrita e perlita pode ser observado pela alteração do tempo de início de transformação no nariz das curvas de transformação apresentadas na figura 3.6 (Nadkarni et al., 1992 apud Bosco, 1995).

Há uma queda contínua no tempo de início de transformação à medida que se reduz o tamanho de grão. A figura 3.6 apresenta o efeito de diferentes tamanhos de grão no diagrama TRC do aço SAE 5160. Observa-se que a curva mais afetada pela variação do tamanho de grão é a de início das reações difusionais, sendo que quanto maior o tamanho de grão, maior o tempo necessário para o início da transformação perlítica (Nadkarni et al.,1992 apud Bosco,

(24)

3.3.3 – Influência da homogeneidade da austenita na transformação de fases no aço

A homogeneidade da austenita é outro fator importante na transformação de fases. Quanto menos homogênea é a austenita, mais rápido é o início da formação da perlita. As heterogeneidades (como áreas ricas em carbono, inclusões de impurezas ou elementos de liga, carbonetos residuais e regiões com altas concentrações de discordâncias) servem de substrato para a nucleação heterogênea de novas fases acelerando a transformação perlítica (Rizzo, 2007).

Assim, de um modo geral, pode-se dizer que os fatores que aceleram a transformação da austenita em ferrita e perlita deslocando as curvas de início e fim de transformação para a esquerda dificultam a obtenção de martensita e bainita, e os que retardam a transformação da austenita deslocando as curvas para a direita facilitam a obtenção dessas microestruturas.

Figura 3.6 – Diagrama TRC para o aço SAE 5160 apresentando os efeitos da variação do tamanho de grão austenítico

(25)

3.3.4 – Microestrutura típica do aço SAE 5160

Em função da composição química e das taxas de resfriamento normalmente presentes na produção da barra chata SAE 5160, pode-se obter os seguintes constituintes: perlita, martensita e bainita.

A perlita é o constituinte que compõe a maior parte da estrutura deste produto. É importante observar que a perlita não é uma fase, mas uma mistura de duas fases distintas. A perlita, em função das suas características, apresenta propriedades intermediárias entre a ferrita, que é dúctil e apresenta baixa resistência mecânica e a cementita que é frágil e apresenta uma alta resistência mecânica. Assim, é uma estrutura interessante do ponto de vista de aplicação prática já que apresenta uma boa resistência mecânica mantendo certo grau de ductilidade.

A martensita é o constituinte de maior dureza que pode ser encontrado neste produto, cujo mecanismo de formação é o cisalhamento, não difusional ou atérmico. As causas da elevada dureza têm origem na distorção do retículo cristalino do ferro e da subestrutura que apresenta alta densidade de discordâncias (Krauss, 1990; Chiaverini, 2003).

A morfologia das placas de martensita está relacionada com o teor de carbono, e se apresenta na forma de ripas e com característica acicular. Estas placas podem se desenvolver com velocidades que são frações da velocidade do som no aço, cerca de 1100 m/s, sendo que esta elevada taxa de crescimento é incompatível com o mecanismo de difusão que ocorre durante a transformação e caracteriza a martensita como uma estrutura instável e com alta intensidade de tensões internas (Krauss, 1990; Bhadeshia e Honeycombe, 2006).

Outro constituinte que se observa é a bainita. A transformação bainítica pode ocorrer sob resfriamento contínuo ou em condições de transformação isotérmica intermediária à de formação da perlita e da martensita. Existem similaridades estruturais e de transformação da bainita com a perlita e a martensita. Similar à perlita, a bainita é uma mistura das fases ferrita e carbonetos (cementita), cuja reação é dependente da difusão do carbono entre as fases, porém o arranjo destas fases não é lamelar. Similar à martensita, a ferrita da bainita pode estar na forma de ripas ou placas, contendo uma subestrutura de discordâncias. Diversos trabalhos citam os mecanismos de cisalhamento e de difusão na formação da bainita (Krauss, 1990).

(26)

de transformação da perlita e a bainita inferior logo acima da temperatura de início de transformação martensítica (Mi). A ferrita da bainita superior tem uma morfologia geralmente

na forma de ripas paralelas entre si, com partículas descontínuas de carbonetos (cementita e, às vezes, carboneto épsilon) entre as ripas. A ferrita da bainita inferior tem, geralmente, morfologia de placas paralelas entre si, contendo finos carbonetos dentro destas, alinhados e fazendo um ângulo de 55 o a 60o com o eixo da placa. A largura das ripas e placas varia de 1µm a 4µm (Krauss, 1990).

No resfriamento contínuo, Krauss e Thompson (1995) citam a possibilidade de se formar as diferentes microestruturas ferríticas:

- ferrita poligonal ou equiaxial: se forma a temperaturas mais altas e a taxas de resfriamento

mais baixas, é nucleada como alotriomorfa de contorno de grão e cresce como grãos equiaxiais. É facilmente identificada no microscópio ótico e é caracterizada pela baixa densidade de discordâncias e ausência de subestrutura de discordâncias;

- ferrita de Widmanstäten: os cristais são grosseiros e alongados, sem evidências de

subestrutura de discordâncias dentro dos grãos. Forma-se em taxas de resfriamento maiores e temperaturas menores que a ferrita poligonal. Contém baixa densidade de discordâncias; - ferrita quase poligonal ou massiva: consiste de grãos grosseiros com contornos irregulares,

que se formam a taxas de resfriamento mais elevadas que a ferrita poligonal, contendo subestrutura de discordâncias e alta densidade de discordâncias;

- ferrita acicular ou ferrita bainítica: com o aumento da taxa de resfriamento, a austenita de

aços de baixo e ultrabaixo carbono transforma-se em cristais de ferrita muito finos e alongados e com alta densidade de discordâncias, em relação aos cristais descritos anteriormente, arranjados como ripas paralelas entre si dentro de um pacote. As temperaturas de formação desta microestrutura são intermediárias à de transformação perlítica (difusional) e à de transformação martensítica (adifusional). Embora a austenita se decomponha apenas em ferrita, esta pode conter austenita retida ou o constituinte MA (martensita e austenita) entre as ripas;

- ferrita granular ou bainita granular: a microestrutura da ferrita granular consiste de

partículas dispersas de austenita retida ou constituinte MA, com morfologia granular ou equiaxial, na matriz ferrítica de grãos finos e com alta densidade de discordâncias. As microestruturas da ferrita acicular e granular têm muitas similaridades.

(27)

resfriamento oriundas do método de resfriamento, espessura das peças ou pela presença de elementos de ligas como cromo, manganês e nióbio que deslocam as curvas de resfriamento para direita aumentando a temperabilidade do aço, favorecendo a obtenção de estruturas aciculares como a martensita, que gera distorções na estrutura do material, ocasionando tensões internas, que por sua vez, podem ser um dos motivos do surgimento do empeno no produto.

3.3.5 – Diâmetro equivalente e diagramas TRC para os aços SAE 5160 e SAE 1070

O diâmetro equivalente refere-se àquele tamanho da barra redonda na qual a temperatura axial cai ao longo de uma faixa especificada no mesmo tempo que a temperatura reduz em um corpo de forma irregular. O método de cálculo do diâmetro equivalente é descrito no apêndice A. O diâmetro equivalente, portanto, possibilita que o diagrama TRC

seja empregado para prever o comportamento do tratamento térmico para formas mais complexas (Atkins, 1977).

Para a barra chata 1 5/8” x 5/16” a dimensão equivale, aproximadamente, a uma barra redonda de 16mm. Conforme nota-se na figura 3.7 referente ao aço SAE 5160 com o resfriamento ao ar, o surgimento das microestruturas ocorre em função dos seguintes diâmetros:

• martensita: para diâmetros menores que 1,5mm;

• martensita e bainita: para diâmetros entre 1,5mm e 11mm; • bainita: para diâmetros entre 11mm e 15mm;

• bainita, ferrita e perlita: para diâmetros entre 15mm e 30mm; • ferrita e perlita: para diâmetros maiores que 30mm.

As temperaturas de início de formação das microestruturas são:

• 530ºC – Bainita; • 280ºC – Martensita.

Portanto, nota-se que para o diâmetro equivalente de 16mm a estrutura esperada é constituída de bainita, ferrita e perlita. A transformação perlítica inicia-se a 580ºC e termina a 520ºC, enquanto que a transformação bainítica inicia-se a 520ºC e termina a 340ºC.

(28)

Diâmetro da barra (mm)

Figura 3.7 – Diagrama TRC para o aço SAE 5160 Fonte: Atkins, 1977 p. 163.

Tabela III.4 – Composição química do aço SAE 5160 (% em peso)

C Mn Si P S Cr

0,600 0,850 0,250 0,025 0,025 0,750 Fonte: Atkins, 1977 p. 163.

(29)

III.5, apresentaram as seguintes transformações na medida em que ocorreram um aumento da taxa de resfriamento, ou seja:

• para taxas de 2ºC/s observou-se apenas a ocorrência da transformação perlítica; • para taxas de 3ºC/s observou-se a ocorrência das transformações perlítica,

bainítica e martensítica;

• para taxas de 4ºC/s observou-se a presença das transformações bainítica e

martensítica;

• para taxas de 6ºC/s e 8ºC/s observou-se apenas a transformação martensítica

(Bosco, 1995).

Tabela III.5 – Composição química das corridas utilizadas para construir o diagrama TRC para o aço SAE 5160 (% em peso)

C Mn Si P S Al Cr

0,584 0,959 0,275 0,012 0,015 0,029 0,866 0,568 0,866 0,225 0,012 0,012 0,021 0,816 0,560 0,791 0,216 0,012 0,012 0,014 0,806

Fonte: Bosco, 1995 p. 60.

As composições químicas das amostras utilizadas na elaboração do diagrama TRC para o aço SAE 5160, conforme tabela III.5, compreendem a faixa de composição química do aço produzido na ArcelorMittal Cariacica, conforme pode ser observado na tabela III.6, com exceção do alumínio, pois utiliza-se o nióbio como refinador de grão.

Tabela III.6 – Faixa de composição química do aço SAE 5160 utilizada para produção da barra chata 1 5/8” x 5/16” (% em peso)

C Mn Si P S Nb Cr

(30)

Figura 3.8 – Diagrama TRC para o aço SAE 5160 esboçado a partir das curvas de dilatometria

Fonte: Bosco, 1995 p. 75.

A bitola de barra chata 1 5/8” x 5/16” também é produzida no aço SAE 1070, cujo diagrama é apresentado na figura 3.9. Pode-se observar as seguintes microestruturas em função dos diâmetros:

• martensita: para diâmetros menores que 1mm;

(31)

Figura 3.9 – Diagrama TRC para o aço SAE 1070 Fonte: Atkins, 1977 p. 39.

As temperaturas de início de formação das microestruturas são:

• 570ºC – Bainita; • 230ºC – Martensita.

Portanto, nota-se que, para o diâmetro equivalente de 16mm, a microestrutura esperada é constituída de ferrita e perlita, iniciando a transformação a 670ºC e finalizando a 620ºC.

A tabela III.7 apresenta a composição química do aço SAE 1070 utilizada para confecção do diagrama TRC da figura 3.9.

(32)

Tabela III.7 – Composição química do aço SAE 1070 (% em peso)

C Mn Si P S

0,750 0,700 0,330 0,017 0,016

Fonte: Atkins, 1977 p. 39.

Observa-se nos diagramas de resfriamento que a estrutura martensítica apresenta maior facilidade de surgimento no aço SAE 5160 que no aço SAE 1070. A martensita por apresentar alta densidade de discordâncias e elevada intensidade de tensões internas, pode acarretar o aumento de tensões residuais, que serão melhor descritas no item 3.4, que por sua vez, podem ocasionar o surgimento do empeno da barra chata 1 5/8” x 5/16”.

Vale destacar que os diagramas TRC, normalmente, referem-se a uma composição química média dentro de valores especificados em norma. É encontrado, contudo, que variações na composição dentro da faixa de especificação podem, algumas vezes, conduzir a diferenças consideráveis na estrutura e propriedades. Além do mais, existem regiões críticas do diâmetro da barra onde pequenas mudanças nas taxas de resfriamento produzem uma rápida mudança na microestrutura predominante.

Uma análise dos efeitos da variação da composição química para os aços mostra que para todos os diâmetros são incrementados cerca de 60% se o teor de carbono é aumentado em 0,05% dentro da especificação. Uma mudança no teor de manganês da mesma quantidade produziria 25% deste efeito.

Para o caso do diagrama TRC do aço SAE 5160, conforme apresentado na figura 3.7, a faixa de diâmetro para obtenção de martensita e bainita varia entre 1,5mm e 11mm. Ao aumentar 60% do diâmetro devido ao aumento do teor de carbono de 0,05% tem-se que a faixa de diâmetro passaria a ser de 2,4mm a 18mm. Para o diâmetro de 16mm que refere ao diâmetro equivalente para barra chata 1 5/8” x 5/16”, observa-se, portanto que este diâmetro apresentaria estrutura martensítica e bainítica.

3.4 – Tensões residuais

(33)

processamentos termomecânicos tais como: usinagem, fundição, soldagem, forjamento, dobramento, laminação, extrusão a frio, estampagem, tratamentos térmicos e termoquímicos.

As tensões residuais, presentes nos processamentos térmicos e mecânicos mencionados anteriormente, podem ser oriundas:

• variações volumétricas devido à transformação de fase do material; • variações volumétricas devido à diversificação de microconstituintes; • contração ou expansão térmica diferencial;

• deformação mecânica diferencial (Pittela, 2003).

As mudanças de volume associadas às transformações estruturais do material são responsáveis pelo aparecimento de tensões residuais e distorções. Por exemplo, peças temperadas tendem a apresentar tensões residuais de tração na sua superfície. Estas tensões aparecem devido ao aumento de volume associado com a decomposição da austenita que tende a ocorrer, nas regiões centrais da peça, posteriormente à transformação das regiões localizadas junto à sua superfície (devido à elevada taxa de retirada de calor durante a têmpera, a superfície de uma peça tende a resfriar muito mais rapidamente do que a sua parte central).

Quando um material é aquecido, suas dimensões aumentam proporcionalmente à variação de temperatura. Se um objeto for aquecido e resfriado de modo uniforme e não existirem restrições às suas variações dimensionais, estas não resultam em efeitos mecânicos importantes no objeto, isto é, após o ciclo térmico, o objeto não deverá apresentar nem tensões residuais nem distorções. Contudo, se a variação de temperatura não for uniforme ao longo da peça ou se esta não puder se expandir ou contrair livremente durante o ciclo térmico, tensões residuais e/ou distorções podem se desenvolver.

(34)

Souza (2007) verificou que o resfriamento dos tubos é altamente influenciado pela presença do resfriamento forçado oriundo de ventiladores, observando-se uma diferença de temperatura de 92°C, que ocorre na primeira parte do leito. Este sistema de resfriamento forçado provoca uma elevada taxa de resfriamento que pode originar o empenamento dos tubos. Na segunda parte do leito, onde os tubos são submetidos ao resfriamento por convecção natural, observaram-se menores taxas de resfriamento e maior homogeneização da temperatura.

O aparecimento de tensões residuais é, também, devido a ocorrência, ao longo de uma seção da peça, de deformações plásticas não uniformes, o que pode ser causado por efeitos mecânicos ou térmicos. Um exemplo é o aparecimento de tensões residuais próximo à superfície de uma peça submetida a processo de jateamento com granalhas esféricas em alta velocidade que causam o escoamento plástico do material próximo da superfície (processo Shot penning). Neste caso, as tensões compressivas formadas junto à superfície de peças,

como molas planas e helicoidais e barras estabilizadores de veículos, têm um efeito benéfico na sua resistência à fadiga e corrosão.

3.4.1 – Leito de resfriamento

Diversos modelos matemáticos têm sido utilizados no intuito de prever a estrutura final do material e, conseqüentemente, as suas propriedades mecânicas. Estes estudos levam em consideração diversas etapas do processo de laminação, iniciando-se no forno de reaquecimento, trem de laminação e, por fim, o leito de resfriamento, sendo este último de grande importância, pois grande parte dos produtos laminados a quente são resfriados em barras retas sobre leitos de resfriamento (Anelli, 1992).

Nesta última etapa do processo, os modelos matemáticos levam em consideração comprimento das zonas de resfriamento, os diagramas de resfriamento contínuo dos aços e o processo de transferência de calor no intuito de prever a microestrutura do produto laminado (Padilha, A.F; Siciliano Jr, 2005; Anelli, 1992).

O processo de transferência de calor durante o resfriamento do produto laminado ocorre a partir de sua superfície através dos seguintes fenômenos:

• convecção: ocorre devido à circulação de água sobre a superfície do produto laminado

(35)

• radiação: ocorre devido às altas temperaturas do produto e conseqüente emissão de

radiação térmica;

• condução: ocorre através do contato do produto com pontos frios dos componentes do

laminador como cilindros, guias e calhas. Como a transmissão de calor do interior do produto para sua superfície ocorre exclusivamente por condução, a espessura passa a ser um fator importante na taxa de resfriamento (Rizzo, 2010).

O resfriamento não é, geralmente, homogêneo ao longo da seção e comprimento do produto, o que pode ser exemplificado, no caso de cantoneiras, onde as abas se resfriam mais rapidamente que no vértice, ocasionando o empenamento da barra.

Observou-se o mesmo efeito do resfriamento não homogêneo durante a produção de vergalhão pelo processo thermex, no qual detectou uma diferença nas propriedades mecânicas

(alongamento, limite de resistência e limite de escoamento) nas extremidades das barras, oriunda da diferença de temperatura, onde as pontas das barras são mais frias em relação ao restante do produto (Alves Filho, 2004).

Para perfis assimétricos, como é o caso, de um perfil I e U, a barra permanecerá reta, mas originar-se-ão tensões residuais no perfil. Essas tensões poderão superar o limite de resistência do material, levando-o a apresentar trincas quando submetido a outros processos mecânicos subseqüentes, como rebitagem ou puncionamento. Vale destacar que os produtos laminados a quente, não recozidos, são sedes de tensões residuais (Rizzo, 2010).

Portanto, uma série de fatores afeta o resfriamento no leito, entre os quais podem ser destacados:

• a composição química do aço; • a distância entre as peças no leito;

• as dimensões e formato das peças em resfriamento;

• os valores de temperatura inicial e final das peças no leito.

No entanto, as tensões residuais não provêm unicamente do resfriamento não síncrono da seção, mas também do último passe de laminação, como constatada durante a laminação de chapas grossas:

• diferença entre as velocidades dos cilindros superior e inferior, onde a chapa

empena na direção dos cilindros com menor velocidade;

• diferença no coeficiente de atrito entre os cilindros superior e inferior com o

(36)

Para evitar maiores transtornos durante o processo produtivo da laminação, o procedimento adotado consiste em um resfriamento muito lento dos produtos laminados, através da utilização de coberturas isolantes nos leitos, o que nem sempre é possível devido às limitações de estrutura física dos leitos de resfriamento. Outra forma é a utilização de peças de ferro fundido cinzento nos pontos de contato da barra com o leito, que acelera o resfriamento, reduzindo a possibilidade de distorção dimensional do produto laminado, principalmente na faixa de temperatura correspondente às transformações estruturais do aço (Rizzo, 2010).

3.4.2- Tensões de origem térmica e de transformações de fase

As tensões residuais podem ser de origem térmica e de transformações de fase. As tensões de origem térmica são tensões que surgem numa peça devido a gradientes de temperatura, que podem levar à deformação plástica inesperada ou fratura (Krauss,1990; Callister, 2002). Essas tensões ocorrem quando a elevação de temperatura não é uniforme e conseqüentemente haverá dilatação diferencial entre a superfície e o núcleo da peça e no resfriamento a superfície tornar-se-á rígida e irá opor-se a contração do núcleo.

As tensões provenientes das transformações de fases produzem variações de volume tanto mais sensíveis quanto mais drásticas as condições de resfriamento e mais complexas as formas das peças (Krauss, 1990).

No tratamento térmico de têmpera de cilindros de aço SAE 4140H foi observado estes dois tipos de tensões (térmica e transformação de fases) que podem ser responsáveis pela maioria dos casos de fratura em cilindros (Lagatta et al., 2007).

No resfriamento ocorrem alterações não homogêneas oriundas de diversos microconstituintes que surgem em função da geometria da peça, velocidade de resfriamento e composição química do aço em estudo (Nelson et al., 1971).

Durante o resfriamento da barra chata de 100mm de largura e 5mm de espessura na especificação SAE 5160, no leito de resfriamento (tipo Walking Beam), encontrou-se, durante

(37)

Estrutura perlítica Estrutura Acicular Ilhas de Martensita Figura 3.10 - Microestrutura presente na barra chata 100mm x 5mm produzida no aço SAE

5160 Fonte: Santos et al., 2008 p.06.

Esta mescla de microestruturas ao longo da barra gerava empeno durante o resfriamento no leito, conforme ilustrado na figura 3.11, e fragilidade do material ocasionando quebra durante a realização do furo e ranhura para produção final de lâmina para corte de rochas ornamentais. A presença desta mescla de microestruturas se deve a alta taxa de resfriamento imposta ao material devido à baixa espessura (5,00mm de espessura) (Santos et al., 2008).

Figura 3.11 - Empeno na barra chata 100mm x 5mm SAE 5160 durante resfriamento no leito Fonte: Santos et al., 2008 p.08.

(38)

Em função dos valores de microdureza e análises das microestruturas apresentadas na figura 3.10 e do tipo do aço empregado SAE 5160, visando à redução do problema de empeno, mas mantendo um nível de dureza exigida para aplicação final do produto, elaborou-se um aço cuja denominação interna na empresa é S71, derivado do aço SAE 1070, com menor temperabilidade que o aço SAE 5160 devido a redução do teor de cromo e eliminação do nióbio, conforme apresentado na tabela III.8, o que permitiu a laminação da barra chata 100mm x 5mm sem o surgimento e, por conseqüência, o sucateamento por empeno (Santos et al., 2008).

Tabela III.8 – Composição química típica para o aço SAE 5160 e S71 (% em peso)

Aço C Mn Si P S Nb Cr

Mín 0,560 0,750 0,150 - - 0,030 0,700 5160

Máx 0,640 1,000 0,300 0,030 0,035 0,040 0,900 Mín 0,700 0,800 0,200 - - - 0,150 S71

Máx 0,750 1,100 0,400 0,030 0,030 - 0,200 Fonte: Santos et al, 2008 p.11.

Na figura 3.12 é apresentado a situação da barra chata 100mm x 5mm laminada no novo tipo de aço (S71).

(39)

Portanto, as mudanças dimensionais oriundas das tensões internas podem ocasionar o surgimento de empeno nas peças quando for ultrapassado o limite elástico do material ou originar conseqüências ainda mais graves que é o aparecimento de trincas, caso seja ultrapassado o limite de resistência mecânica do material (Chiaverini, 2003).

A tabela III.9 apresenta as variações de volume provocadas pelas diversas transformações de fase que ocorrem nos aços (Nelson et al., 1971).

Tabela III.9 – Variações de volume provocadas por transformações de fases nos aços

Natureza da transformação Variação do volume (%)

Austenita Perlita 4,64 – 2,21 * (%C) Austenita Bainita 4,64 – 1,43 * (%C) Austenita Martensita 4,64 – 0,53 * (%C) Fonte: Nelson et al., 1971 apud Pittela, 2003 p.62.

Para um aço com 0,60% de carbono, como o SAE 5160, quando a austenita se transforma em perlita há um aumento de volume de 3,31%, enquanto que a transformação em martensita provoca um aumento de volume de 4,32%, portanto 30% maior que a transformação perlítica.

De modo geral, as transformações que ocorrem com resfriamento rápido são de importância fundamental e devem ser consideradas as superposições das tensões térmicas e aquelas devido às transformações de fases, que determinarão a distribuição final das tensões residuais nas diversas direções.

(40)

A existência destas tensões trativas na superfície pode, além de diminuir violentamente a vida em fadiga do componente, ocasionar distorções no produto final (Penha e Canale, 2006).

(41)

4 – MATERIAIS E MÉTODOS

4.1 – Materiais

Os aços utilizados no estudo foram o SAE 5160 e SAE 1070 laminados na bitola de barra chata de 1 5/8” x 5/16” (largura de 41,28mm e espessura de 7,94mm), cuja composição química típica está apresentada na tabela IV.1. A composição química dos aços SAE 5160 e SAE 1070 são especificados pelas normas SAE J404 (Chemical Compositions of SAE Alloy Steels, 2000) e SAE J403 (Chemical Compositions of SAE Carbon Steels, 2001),

respectivamente.

Tabela IV.1 – Composição química típica dos aços SAE 5160 e SAE 1070 produzidos na ArcelorMittal Cariacica (% em peso)

Aço C Mn Si P S Nb Cr

Mín 0,560 0,750 0,150 - - 0,030 0,700 5160

Máx 0,640 1,000 0,300 0,030 0,030 0,040 0,900 Mín 0,650 0,600 0,150 --- --- 1070

Máx 0,750 0,900 0,350 0,030 0,035 --- ---

A grande diferença de composição química existente entre os aços SAE 5160 e SAE 1070 refere-se à presença de elementos de liga, de enorme influência no comportamento do aço que são o manganês, cromo e nióbio.

As variáveis do processo de aciaria foram mantidas dentro dos padrões técnicos e operacionais normais de fabricação de aço existentes na ArcelorMittal Cariacica.

4.2- Medição da temperatura das barras no leito de resfriamento

(42)

tarugos de 950oC a 1010oC, permitindo uma condição adequada de laminação, não afetando as condições de agarre dos tarugos nos passes de laminação e evitando também uma elevada troca de calor por radiação das barras no leito, pois a troca se dá com a temperatura da superfície da barra a quarta potência (T4).

A medição da temperatura das barras na chegada do leito de resfriamento foi realizada por pirômetro portátil da marca Raytek com emissividade de = 0,84 em que a faixa de temperatura da barra na chegada do leito está entre 790oC e 850oC.

O levantamento dos valores de temperatura da barra para construção da curva de resfriamento foi tomado a um metro da extremidade da barra, pois, por questão de risco de acidentes, não foi possível a realização da tomada das temperaturas em outras posições do leito. Realizou-se a medição da temperatura a partir do momento que a barra chegou ao leito até a saída da mesma em direção à tesoura de corte final.

4.3 – Ensaios

O comprimento do tarugo empregado na produção da barra chata de 1 5/8” x 5/16” foi de 5,50m produzindo uma barra de 289m, que foi cortada na tesoura divisora em 6 barras de 48m para que cada barra fosse acondicionada no leito de resfriamento de comprimento de 60m, conforme apresentada na figura 4.1.

(43)

Amostras de 300mm de comprimento foram retiradas de forma aleatória para se avaliar a distribuição da dureza e a microestrutura ao longo dos 289 metros da barra chata laminada tanto para o aço SAE 5160, que apresentou empeno, quanto para o aço SAE 1070, no qual não houve o surgimento de tal defeito.

4.3.1- Medição da dureza Brinell

Foram coletadas 24 amostras da barra chata de 1 5/8” x 5/16” oriundas de 03 tarugos de cada aço (SAE 5160 e SAE 1070) totalizando 72 amostras por tipo de aço.

Em cada amostra foi realizada a medição da dureza Brinell (187,5kgf de carga e diâmetro da esfera de 2,5mm) em cinco pontos ao longo da largura da barra, gerando um valor médio para cada amostra estudada, com o intuito de monitorar o efeito da história térmica nos resultados de dureza, utilizando-se o durômetro da marca Industécnica, modelo Microtest.

4.3.2 – Análise metalográfica e medição da microdureza

Para realizar a análise metalográfica e medição da microdureza Vickers foram retiradas 8 amostras de 20mm das amostras iniciais de 300mm, que apresentaram maior variação de dureza, com objetivo de analisar a microestrutura. Estas amostras de 20mm foram identificadas pelas letras A, B, C, D, E, F, G e H e ao longo de cada amostra foram realizadas três medições de microdureza Vickers com carga de 100gf.

No caso do aço SAE 5160 foram retiradas amostras de dois tarugos identificados como tarugos 1 e 3, e para o aço SAE 1070 somente em um tarugo, conforme apresentada nas figuras 4.2, 4.3 e 4.4.

As amostras foram preparadas por lixamento e polimento padrão e atacadas com nital 2%, para a caracterização microestrutural, na seção transversal, por microscopia ótica.

Para a medição da microdureza foi realizada a montagem das amostras, conforme exemplificado na figura 4.2. As amostras identificadas pelas letras de A a H foram embutidas

(44)

Figura 4.2 – Aço SAE 5160 Tarugo 1 amostras 1A, 1B, 1C, 1D, 1E, 1F, 1G e 1H.

A B C D E F G H

Montagem - 1 Montagem - 2 Montagem - 3

Montagem - 7 Montagem - 8 Montagem - 9

A B C D E F G H

(45)

4.3.3- Ensaio de dilatometria para obtenção do diagrama TRC para o aço SAE 5160

A análise dilatométrica foi realizada em um dilatômetro de têmpera Adamel-Lhomargy LK 02 (CETEC/REDEMAT), utilizando amostras cilíndricas com 2mm de diâmetro e 12mm de comprimento, cuja composição química é apresentada na tabela IV.2.

Tabela IV.2 – Composição química das amostras para dilatometria (% em peso)

Corrida C Mn Si P S Nb Cr

75336 0,58 0,77 0,17 0,019 0,019 0,033 0,72

Os corpos de prova foram aquecidos em dilatômetro a 6°C/s até a temperatura de austenitização de 900°C, mantidos nesta temperatura por 3 minutos e resfriados com taxas constantes de 1,0ºC/s; 1,5ºC/s; 2ºC/s; 3ºC/s; 4ºC/s; 6ºC/s; 8ºC/s e 12ºC/s.

O ambiente de aquecimento foi em baixo vácuo e o de resfriamento com vazão de Hélio. Foram registradas as curvas de variação de comprimento (_∆L) em função da temperatura, bem como a derivada de _∆L em função do tempo. As temperaturas de início e fim de transformação foram medidas a partir destas curvas.

(46)

5 - RESULTADOS E DISCUSSÃO

5.1 – Medição de temperaturada barra chata no leito de resfriamento

Para avaliar a taxa de resfriamento à qual a barra chata 1 5/8” x 5/16” é normalmente submetida durante o processo de laminação, realizou-se a medição da temperatura da barra na chegada no leito de resfriamento até a mesa de rolos. Na figura 5.1 é apresentado os valores da temperatura e taxa de resfriamento em função do tempo. O sistema de empilhamento das barras no leito consistiu na colocação de apenas uma barra por pente no leito.

520 499 469 441 401 385 ₃₇₇ 359 340 318 295 265 251 232 551 835 632 225 1,4 1,4 1,8 1,7 0,7 0,3 0,6 0,8 0,3

0,7 0,9 0,9 _0,6 0,4 11,3 2,8 1,2 0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 Tempo (s) T em p er at u ra ( o C ) 0 2 4 6 8 10 12 T ax a d e re sf ri am en to ( o C /s )

Temperatura da barra 835 632 551 520 499 469 441 401 385 377 359 340 318 295 265 251 232 225

Taxa de resfriamento 11,3 2,8 1,4 1,2 1,4 1,8 1,7 0,7 0,3 0,6 0,8 0,3 0,7 0,9 0,9 0,6 0,4

0 18 47 69 87 109 125 148 172 200 232 256 337 372 406 422 455 475

Figura 5.1 – Curva de resfriamento para barra chata 1 5/8” x 5/16” SAE 5160.

(47)

A barra chata 1 5/8” x 5/16” SAE 1070 também sofreu as mesmas condições de resfriamento e, no entanto, não apresentou o fenômeno de empeno.

As barras chegaram ao leito de forma retilínea, no entanto, à medida que ocorreu o resfriamento, houve o surgimento do empeno. Na figura 5.2 é apresentado o empeno presente na barra chata antes da utilização das alterações propostas.

Os valores de empeno encontrados na barra chata variaram de 40mm a 65mm, sendo que o valor aceitável pelos clientes é de 30mm.

Figura 5.2 – Empeno na barra chata 1 5/8” x 5/16” do aço SAE 5160.

5.2 - Medição da dureza Brinell

Os resultados da medição da dureza Brinell para os aços SAE 5160 e SAE 1070 são apresentados na figura 5.3.

(48)

220 240 260 280 300 320 340 360

-Inicio Meio Fim

D u re za B ri n el l ( H B )

SAE 1070 - Tarugo 1 SAE 1070 - Tarugo 3 SAE 1070 - Tarugo 5 SAE 5160 - Tarugo 1 SAE 5160 - Tarugo 3 SAE 5160 - Tarugo 5

Figura 5.3 – Variação de dureza para os aços SAE 5160 e SAE 1070.

5.3 – Análise metalográfica e medição da microdureza dos aços SAE 5160 e SAE 1070

As tabelas V.1 a V.3 apresentam os valores de microdureza e a descrição da microestrutura das amostras 1A a 1H do aço SAE 5160, 3A a 3H do aço SAE 5160 e 5A a 5H do aço SAE 1070, respectivamente.

Observou-se nestas tabelas e na figura 5.4 as seguintes características das amostras:

• presença de ferrita acicular e perlita fina no aço SAE 5160, amostra 1A com

microdureza Vickers média de 342;

• presença de perlita fina no aço SAE 5160 com a microdureza Vickers variando

de 336 a 383;

• presença de perlita fina no aço SAE 1070 com a microdureza Vickers variando

de 286 a 313.

Posição de retiradas de amostras ao longo dos 289 metros de barra SAE 5160

(49)

Tabela V.1 - Microestrutura e microdureza Vickers das amostras 1A a 1H do aço SAE 5160

Microdureza Vickers – 100gf Amostra Microestrutura

Mín. Intermediária Máx. Média

1A Ferrita Acicular e

perlita fina 309 351 366 342,0

1B Perlita fina 336 366 366 356,0

1C Perlita fina 336 351 383 356,7

1D Perlita fina 285 322 383 330,0

1E Perlita fina 336 366 366 356,0

1F Perlita fina 351 366 366 361,0

1G Perlita fina 351 366 383 366,7

1H Perlita fina 383 383 383 383,0

3A Perlita fina 309 351 366 342,0

3B Perlita fina 336 351 366 351,0

3C Perlita fina 336 351 351 346,0

3D Perlita fina 322 336 351 336,3

3E Perlita fina 322 336 351 336,3

3F Perlita fina 351 351 366 356,0

3G Perlita fina 336 366 383 361,7

3H Perlita fina 336 351 401 362,7

5A Perlita fina 309 309 322 313,3

5B Perlita fina 274 285 322 293,7

5C Perlita fina 285 285 322 297,3

5D Perlita fina 285 297 309 297,0

5E Perlita fina 274 309 322 301,7

5F Perlita fina 274 297 297 289,3

5G Perlita fina 274 297 322 297,7

(50)

Na figura 5.4 é apresentado a variação da microdureza para amostras retiradas dos aços SAE 5160 e SAE 1070.

Figura 5.4 - Variação de dureza das amostras dos aços SAE 5160 e SAE 1070.

Nas figuras 5.5, 5.6 e 5.7 são apresentadas as microestruturas das amostras 1A a 1H, 3A a 3H e 5A a 5H, respectivamente. Estão também indicados os valores médios da microdureza Vickers (HV).

280,0 300,0 320,0 340,0 360,0 380,0 400,0

Médias HV 100gf

5160 Tarugo 01 342,0 356,0 356,7 330,0 356,0 361,0 366,7 383,0 5160 Tarugo 03 342,0 351,0 346,0 336,3 336,3 356,0 361,7 362,7 1070 Tarugo 05 313,3 293,7 293,7 297,0 301,7 289,3 297,7 286,0

(51)

Am. 1A, 342,0 HV Am. 1B, 356,0 HV

Am. 1C, 356,7 HV Am. 1D, 330,0 HV

Am. 1E, 356,0 HV Am. 1F, 361,0 HV

Am. 1G, 366,7 HV Am. 1H, 383,0 HV

Figura 5.5 – Microestrutura das amostras retiradas no tarugo 1, 1A a 1H, do aço SAE 5160.

20 µm

20 µm 20 µm

20 µm

20 µm 20 µm

(52)

Am. 3A, 342,0 HV Am. 3B, 351,0 HV

Am. 3C, 346,0 HV Am. 3D, 336,3 HV

Am. 3E, 336,3 HV Am. 3F, 356,0 HV

Am. 3G, 361,7 HV Am. 3H, 362,7 HV

.

20 µm 20 µm

20 µm

20 µm 20 µm

(53)

Am. 5A, 313,3 HV Am. 5B, 293,7 HV

Am. 5C, 297,3 HV Am. 5D, 297,0 HV

Am. 5E, 301,7 HV Am. 5F, 289,3 HV

Am. 5G, 297,7 HV Am. 5H, 286,0 HV

20 µm 20 µm

20 µm

(54)

5.4 – Análise do diagrama de transformação no resfriamento contínuo para o aço SAE 5160

Na tabela V.4 é apresentada a microestruturas obtidas em função das taxas de resfriamento e os respectivos valores de microdureza Vickers, no qual pode-se destacar:

• para taxas de resfriamento abaixo de 1,5oC/s, observou-se apenas a ocorrência

de perlita;

• para taxa de 2,0oC/s, observou-se a ocorrência de perlita e martensita;

• para as taxas de 3,0oC/s e 4,0oC/s, observou-se uma mescla de estrutura com

aparecimento de perlita, martensita e bainita;

• para taxas de 6,0oC/s a 12,0oC/s, observou-se uma diminuição da quantidade de

perlita e aumento da quantidade de martensita;

• a dureza da perlita apresentou um valor médio de 328HV, oscilando entre

306HV a 353HV para taxas de resfriamento entre 1,0oC/s e 8,0oC/s. Para taxa de 12,0oC/s, a dureza da perlita foi de 509HV;

• a microdureza das amostras aumentou em função da quantidade de martensita;

• a dureza da martensita variou de 623HV a 965HV e quanto maior a taxa de

resfriamento, maior foi a dureza Vickers, conseqüência do refinamento da estrutura martensítica.

Tabela V.4 - Análise metalográfica e medição da microdureza das amostras do aço SAE 5160

Ferrita Perlita Bainita Martensita Perlita Ferrita Martensita

A 1 99 - - 306 - - 294

B 1 99 - - 340 - - 321

C 1 97 - 2 353 - 623 351

D - 75 10 5 313 - 739 379

E - 53 16 31 306 - 739 394

F - 35 - 65 340 - 655 401

G - 20 80 340 - 965 695

H - 5 95 509 - 825 780

Amostra 8,0 12,0 Taxa de resfriamento (ºC/s) 1 1,5 6,0

Estrutura (%) _{Microdureza (Vickers) -} 200gf

Microdureza Vickers - 50gf

2,0 3,0 4,0

A figura 5.8 ilustra a evolução da microestrutura dos corpos de prova empregados no ensaio de dilatometria em função do aumento da taxa de resfriamento.

(55)

temperaturas de início e fim de formação perlita, Ar1 e Arif, respectivamente, de início e fim

de formação da bainita, Bi e Bf, respectivamente, e a temperatura Mi de início de formação da

martensita, estão indicadas nas figuras, para o aço SAE 5160. Observa-se que na figura 5.16 não foi possível observar a temperatura de início de formação da martensita, sendo o valor indicado o determinado para a taxa de 8,0oC/s. Os valores destas temperaturas estão listados na tabela V.5, para as diferentes taxas de resfriamento.

Tabela V.5 – Temperatura de início e fim de transformação para o aço SAE 5160

txr Ar1 Ar1f Bi Bf Mi