Baixe Apostila de conformação-2 - PARTE 2 e outras Notas de estudo em PDF para Engenharia Mecânica, somente na Docsity! Eq. 3.68 O atrito desenvolvido numa matriz de face plana é desprezível, se comparado ao atrito desenvolvido no container. Assim, podemos considerar que a energia dissipada por esta matriz resume-se ao trabalho plástico útil, cuja determinação pode ser feita de acordo com o parágrafo $31 Se considerarmos agora uma face cônica ao invés de face plana, qual seria a tensão (0;,) na matriz? Pigura 3.14 Seção cônica de uma matriz de extrusão ou trefilação. À conicidade torna o atrito bastante significativo na zona de redução. Assim, a tensão na matriz não será aquela que foi gerada apenas para realizar o trabalho plástico útil. A tensão na matriz (0) será, portanto, igual à soma da tensão associada ao trabalho plástico útil (redução da seção)com a tensão de atrito. Aplicando-se estes conceitos inicias à condição de equilíbrio de forças teremos, Sr =0 Eq. 3.69 PSsena + LipS cosa — O =0 Eg.3.70 na equação 3.70 (p ) é pressão média (reação) na matriz e (S) é a área do troco de cone. Explicitando-se o valor de (Gu) teremos 98 O = PS(ucosa +sena) Eq. 3.71 Substituindo-se S pelo seu valor, podemos reescrever a equação 3.71 como sendo -AR-Á =pHE-SS (ucosa +sena) Eq. 3.72 sena ou ainda Ou = P(A, EA Kucotga + 1) Eq. 3.73 Fazendo-se B = ycotga a equação 3.73 será reescrita como Om =P(A, -AsKi+B) Eq. 3.74 Se yu = 0 teremos B = 0, portanto Su = P(A, -A)=00n E | Eq.3.75 Este mesmo procedimento de cálculo também pode ser utilizado em fieiras de seção cônica. Vamos agora considerar um caso mais real de escoamento, onde a tensão de atrito varia ao longo das paredes do cilindro e nas paredes da matriz e do punção, conforme ilustrado na figura 3.15, Aplicando-se as condições de equilíbrio ao elemento de volume da figura e considerando-se z como sendo a direção do escoamento, teremos >r(e)=o Eq. 3.76 Para este caso, é preciso considerar-se que a tensão (0) é função de z e P(t) é função de x devido ao atrito nas paredes do container e do punção, conforme representação na figura 3.15. Para solucionarmos este caso, vamos considerar o valor médio de p(r) 99 08L p(z) L Sm), Figura 3.15 Escoamento influenciado pelo atrito na face do tarugo (o, +do,JaR? -0,aR? - Sp 2nRde=0 Eq377 Semelhantemente as considerações que foram feitas para a equação 3.63, a tensão de atrito é igual à = uN= —HOr, que pode ser escrita como: fu=-uko, Eq. 3.78 Substituindo-se o valor da tensão de atrito (fu) na equação 3.77 podemos escrever (o, + do, Jar - o. aR? + ho. 2nRdz=0 Eq.3.79 Dividindo-se toda a expressão por xR, após simplificações a equação 3.79 pode ser reescrita como (do, JR + 2.tko,dz=0 Eq. 3.80 Separando-se as variáveis da equação 3.80, teremos 100 d ; do, uk, Ea. 3.81 o, R Integrando-se indefinidamente a equação 3.81,teremos [= so - Eq. 3.82 o, R 2 In o,J=-HÉ,+c Eq. 3.83 Para determinação de C, vamos usar as seguintes condições de contorno: Na superfície, quando z = 0, 6, = Po, considerando-se o valor médio da pressão que o punção exerce sobre o material no container. Portanto, C=In[p] Eq. 3.84 Substituindo-se o valor de C na equação 3.83, o valor de o, na forma exponencial será dado por 2uk nº o, =Poexpj— Eq. 3.85 Mas o valor médio de po pode ser calculado (teorema do valor médio) e é dado pelo valor Po = explBuR/hj-1 py 3.86 E si= jeto 0 2uRTh Assim, o valor da tensão ao longo de z é dado pela expressão exp[2uR/h]-1 Quk .=0 exp| -——— Ea. 3.8 PD: 0 ZURTh Pp R z a. 3.88 101 L8b Figura 3.19 Campo de velocidade numa compressão homogênea. Do campo de escoamento desta figura podemos estabelecer a seguinte relação entre os segmentos de reta da malha selecionada CD=0B-Bã= HC Eq. 3.103 cos0 e pela proporcionalidade dos segmentos também podemos estabelecer a relação entre as velocidades, conforme a equação 3.104. Pu Vo pq 3104 Vo=Vo=Vo= Ed PDA nO seno vo Figura 3.20 Hodógrafa de um campo de escoamento. 106 A potência dissipada ao longo do escoamento na malha da figura 3.19 será dada pela equação 3.105 N,=FV,=o,wlp Eq. 3.105 Na equação 3.105 w é a profundidade, |; é o comprimento do segmento considerado e v; velocidade na sua direção. A potência total será dada pela somatória das potências dissipadas ao longo de cada segmento considerado, portanto N, =D Er, Eq. 3.106 Para o escoamento considerado na figura 3.20 a equação 3.106 pode ser reescrita como Ny =20,W[CDV co + CB cg + AB o ) 84. 3.107 O fator “2” multiplica a equação 3.107 uma vez que a outra metade (lado esquerdo) da barra não foi considerada. Substituindo-se os valores das equações 3.103 e 3.104 na equação 3.107, obteremos HCV Ny =205M E º 3q. 3.108 cos0.seno Considerando-se a profundidade da barra unitária (=!) e que 6HC = b, podemos reescrever a equação 3.108 como sendo No CV, = Eq. 3.109 cos.seng A potência externa por unidade de profundidade (w=1) necessária à conformação será: New = phV, Eq. 3.110 107 vel Na equação 3.110, p é a carga distribuída pela área da barra (pressão) em contato com a ferramenta. Igualando-se as equações 3.109 e 3.110, podemos explicitar o valor da carga ou pressão necessária ao processo To P Eq. 3.111 * cosô.senO 3.5 Método dos Elementos Finitos. Durante muito tempo, os aspectos reológicos da conformação plástica constituíram-se um dos mais bem guardados segredos tecnológicos da indústria de transformação. Todo conhecimento adquirido foi baseado em formulações analíticas ou empíricas que, embora limitados, se aplicavam à todos os processos de conformação. Os cálculos analíticos de esforços apresentavam resultados satisfatórios apenas nos casos de escoamento de geometria simplificada. E conforme será visto adiante em cada processo, para as condições de escoamentos mais complexos, serão usadas as soluções simplificadas corrigidas por coeficientes (K) que possibilitarão a estimativa dos esforços de cada caso. Nas três últimas décadas, as indústrias aeronáutica e aeroespacial exigiram soluções precisas para problemas de escoamento plástico que a indústria de conformação tradicional não era capaz de resolver. O desenvolvimento de novos materiais, necessários à manufatura de elementos de máquinas de geometria complexas, aumentou ainda mais as limitações do equacionamento dos processos de conformação por métodos analíticos. Foi necessário recorrer-se a processos numéricos aplicáveis a escoamento plástico. O método dos elementos finitos (MEF) é um processo numérico empregado em meios contínuos, onde a evolução ou fenomenologia de um sistema de meio continuo pode ser descrita ou acompanhada. Nos processos de conformação plástica, este método consiste em dividir-se o bloco (corpo contínuo) em um número finito de elementos discretos (elementos finitos) interconectados por juntas (nós), semelhantemente ao método do limite superior. Em cada elemento é aplicada uma função de modelagem capaz de descrever o escoamento local do metal e suas variações ao longo do tempo neste espaço discreto do bloco. Desta forma, os deslocamentos dos nós podem ser previstos e calculados facilmente, dando ao método um potencial ilimitado que lhe possibilita ser aplicado a 108 qualquer problema de conformação plástica, independentemente do processo. 3.5.1 Discretização Espacial Vamos considerar um processo de escoamento de um domínio geométrico (2) a ser equacionado. A idéia básica do método de elementos finitos é discretizar o domínio, subdividindo-o num número finito de subdomínios denominados simplesmente de “elementos”. Se o escoamento é unidimensional, o domínio Q2 poderá ser representado por um segmento de reta [a,b], onde os extremos de coordenadas x=a e x=b serão considerados. Para se definir os elementos, deve-se introduzir no segmento (n) pontos geométricos ou nós, cujas coordenadas são respectivamente XI), Xo Xp Xe An (D) Uma representação esquemática de uma discretização unidirecional está mostrada na figura 3.24. A partir de um segmento geométrico representativo de um domínio físico é feita a discretização e a definição de cada elemento. Domínio físico 2 Segmento Geométrico a b + A —+——-— Geração x X3 e An? ad dos nós 1 2 E [+ Hs ne . [24 Definição dos x XX 3 Xy Elementos Figura 3.24 Discretização de um domínio unidimensional Para se reconhecer um elementos e os nós nos quais nele está contido, foi introduzido o conceito de ordem ou de fila do nós (lg). Por definição, Ig(m,e)=n, onde (m) é o número do nó local do elemento (e) 109 gel que está sendo considerado na malha. Nos elementos da figura 3.24 a ordem dos nós e dada por Ig (2,n)= Ig D= Ig D= Ig). Para um escoamento bi-dimensional podemos pensar “num domínio sendo aproximado por um polígono de muitos lados 9, conforme mostrado na figura 3.25. Os elementos (triângulos) do domínio discretizado também são definidos a partir de um número de identificação e dos números que dão ordem dos nós, semelhantemente ao que foi feito para o caso unidimensional. Matematicamente, pode-se dizer que lg é um vetor de coordenadas, cujas componentes são as coordenadas do nó no elemento. Baseado na figura 3.25 pode-se então dizer que a ordem dos nós é dada por Ig (=1, Ig(12)=2, lg (1,3)=3, «dg (LI14)=8 Ig(21)=2, Ig(22)=3, Ig (3)=12, lg (2, 14)=9 Ig (,)=4, Ig06,3)=4, Ig (3,3)=4, «Ig (3,14)=10 Observe que para se fazer identificação da ordem ou fila dos vós de cada elemento finito na malha da figura 3.25 foi respeitado o sentido anti- horário. Figura 3.25 Discretização de um domínio bi-dimensional. Neste processo de geração de malha, a discretização (triangulação) será considerada consistente quando não houver superposição de elementos (triângulos) nem buracos (poligno com mais de 3 lados) na malha. O procedimento de geração de malhas pode ser 110 manual mas torna-se muito tedioso em casos de um número muito grande de elementos de um sistema bi-dimensional. Nos casos de análises em três dimensões, a geração de malha feita manualmente torna-se impossível. Para se contornar este problema foi desenvolvido um método de discretização, onde a geração de malhas é feita automaticamente por um subprograma do aplicativo. Os casos de escoamentos complexos onde é necessário o uso destas malhas tridimensionais, o método passa a se chamar método dos elementos de volumes finitos (MEVPF). 3.5.2 Funções de modelagem ou interpolação As funções de modelagem podem ser entendidas como funções básicas, ou combinação linear destas, que são usadas para construir a solução de um problema. Em muitos casos, estas funções são escolhidas teoricamente ou a partir dos dados experimentais (empírico) de um escoamento. Nestes casos, escolhe-se sempre a função que melhor se ajuste aos resultados experimentais mas, em muitos casos, esta não é uma tarefa fácil e requer muita habilidade do calculista. A função de modelagem pode ser aplicada local ou globalmente em todo domínio discretizado. A aplicação local é normalmente utilizada no início do processo e a global é introduzida numa etapa posterior. A função de modelagem local aplicada a um elemento da malha sumariza o método dos elementos finitos. Sua principal característica é de descrever 9 evento em todo o espaço físico (malha) no qual foi aplicada, sendo capaz de aproximar a solução teórica do problema ao resultado esperado ou obtido experimentalmente. Para tornar claro o conceito de função de modelagem tomemos como exemplo o seguinte exemplo. Problema: A tensão de escoamento de um certo material varia continuamente numa única direção. Considere x como sendo esta direção e determine o valor de o;(x) num ponto intermediário arbitrário (x), entre Os valores extremos do domínio o, € o;s, (segmento). Solução: Como o domínio é unidimensional (2,9), o valor intermediário G:(x) pode ser obtido por uma interpolação lincar, tomando-se como referência os valores extremos. Assim, Eq. 3.112 11 9eL o o o ! d, 0 UM dê É =|felo pas op gm 0 fa 0 0 0.0 0 0 0 00 d, 0 0 0 0 0 do 0 o O a ag] Fam 0 0 mo gm a a Combinando-se as três equações 3.130, 3.131 e 3.132 numa única equação teremos 0 0 E dy (hi -B -82 9 d, fot fa = - | 3.133 0 -& -B d, Lat ha 0 0 -& & La Na equação 3.133, termos como (fio + fa), por exemplo, representam a força total que age no nó 2, comum aos dois elementos (7) e (2). Assim sendo, todo o lado direito da equação 3.133 representa o vetor força total que pode ser denotado simplesmente como Gu ba fo td). A equação 3.133, pode ser representada na sua forma matricial reduzida, 116 em função de todos os termos globais; ou seja, da matriz de rigidez, do vetor de deslocamento e da força. [x] d = 7 Eq. 3.134 Exemplo: Considere o corpo de prova da figura 3.26 sendo tracionado por uma força / = 100 N. O módulo de elasticidade do material (E) é igual a 2x 10º N/mm” e as dimensões são: L, = L; = 50 mm; L; = 100 mm; 4, = As = 200 mm”; 4, = 100 mm. Determine as tensões e as deformações sofridas por cada elemento do corpo de prova. Solução: Os coeficientes de rigidez (gi) de cada elemento finito vale — 200x2x10º | — 200x2x10º & 5 8º — 200x2x10º 2-5 Eq. 3.135 Portanto, g =g,=8x 10%; g =2x 10º e a matriz de rigidez pode ser escrita como 4 400 o |-4 4+1 -1 0 Ix]= 20º O o ua ca | Fa3136 0 0 44 Aplicando-se o valor de /K/ na equação 3.134, os deslocamentos dos nós podem ser determinados facilmente em função dos esforços 4-4 o 0 d, h -4 4+1 -1 0 d, sf 2x10 : 2? | Eq.3.137 0 =] l+4 4 d, hs 0 0 aa id) Ah 117 68L Como a barra é fixa no lado esquerdo, o deslocamento do nó (dy) é nulo. E as tensões nos elementos finitos são dadas por A força (fj) é uma força de reação e, portanto, não precisa ser considerada na equação 3.137, Assim, a linha 1 e coluna 1 da matriz de rigidez podem o, = E, =210"x25x10º =0,5N/mm? = o, ser eliminadas e as forças (f) e (f)) também são nulas. Portanto, a - equação 3.137 pode ser reescrita como 2 P 0, = E,€, =2x10"x5x10º =1,0N/mm? Eq. 3.141 5 1 0 a, 0 2x 10 |.1 5 alla |=|0 Eq. 3.138 d, 100) 0-4 4 Multiplicando-se as matrizes, os valores dos deslocamentos podem ser determinados pela resolução do sistema gerado 2x10º(5d;-d;+0)=0 2x10(-d+5d; - d)=0 2x 10º (+0 -4d; + 4d; = 100 Eq. 3.139 Os valores dos deslocamentos calculados são portanto d>=1,25x 10º mm; d; = 6,25 x 10º mm; dy = 7,5 x 10º mm As deformações dos diferentes elementos finitos podem ser calculados a partir dos deslocamentos dos nós. Assim d,-d, 1,25x107º gg RE =2,5x10% z 50 io 2 gb d, = O =5M0 L, 100 d,-d 10 o = and b2H0" o ge Eq. 3.140 5 50 118 06L Exercícios Propostos O 1. Um martelo de forjamento com capacidade de 1362 Kg possui uma energia nominal total de 47478 joules. Se a eficiência do golpe é de 40% e a carga de forjamento varia de /4P no início do curso, até P no seu final. Qual a carga total de forjamento par: a-) um curso com 5,08 mm b=) um curso de 15,3 mm 2- Durante um processo de extrusão, a carga de rompimento é Pr. Considerando-se que o atrito está localizado apenas no container e a tensão de escoamento o, do material matem-se constante durante o processo, determine a tensão Ga e o coeficiente de atrito pt. Sugestão: Tome como referência o desenho abaixo e considere que nos instantes iniciais a extrusão pode ser aproximada de uma compressão homogênea com restrição lateral (04) e não existe atrito na interface metal/êmbolo. 3- Equacione o processo de conformação plástica, mostrado esquematicamente abaixo. Considere o efeito do atrito nas duas condições: oa igual a zero € GA diferente de zero. 4- Um disco de metal com diâmetro de 75 mm e espessura de 15 mm foi comprimido entre placas sem atrito, enquanto outro disco idêntico foi comprimido entre placas rugosas. As forças medidas (cargas das prensas) 120 no momento de início do escoamento foram 126 ton e 158 ton. para o primeiro e segundo disco, respectivamente. Admitindo-se a deformação homogênea, determine o coeficiente de atrito para as placas rugosas. 5- Admita que os parâmetros geométricos da deformação por passe são constantes (D = 80 mm e Ah = 0,5 mm/passe) e que o material, ao se deformar, segue a lei potencial de encruamento, onde o coeficiente de resistência é K=85 Kgfimm? e o expoente de encruamento n=0,59. Deseja-se saber em quantos passes a deflexão ou Flecha (7) dos rolos será superior a 0,025 mm? Assuma que os rolos têm largura L=220 mm, são bi-apoiados, com a carga de laminação localizada praticamente no centro. O material com o qual os rolos foram fabricados tem E=25.000K gf/mm. Fórmulas que poderão ser úteis: y = PL'/A8EI onde 1 = 1D*/64; 6 = 69 + ke”, onde o9= 28Kgf/mm? considere ho = 5,15 mm e b=25 mm (largura da chapa). 6- Chapas finas de aço são reduzidas de 4,06 para 3,56 mm. Com rolos de 508 mm de diâmetro, possuindo um coeficiente de atrito de 0,04. A tensão de escoamento média em tração uniaxial é de 2109 Kg/em”. Desprezando o encruamento do processo, calcule: a-) A pressão de laminação na entrada dos rolos, no ponto neutro e na saída. b-) Se uma tração avante de 352 Kg/em? é aplicada, qual a pressão de laminação no ponto neutro? 121 LOL quando se tocam, atuam como batentes ou falsas matrizes, elevando assintoticamente o valor da carga, sem que nenhuma deformação adicional seja produzida (fig. 4.3). P Cs a Após o encontro dos batentes o valor da carga de forjamento cresce assintoticamente. Deformação (%) Figura 4.3 Áreas de fluxo restringido devidas ao atrito metal / matriz. Do ponto de vista microestrutural, o forjamento livre ou recalque serve para a adequação da granulometria do material (refino termomecânico) para as etapas posteriores. O recalque pode servir ainda como etapa para transformar as estruturas brutas de fusão de grãos grosseiros, em estruturas mais finas de grãos equiaxiais, conforme ilustrado na figura 4.4. SS SSSSSS ESSSSSSSS S+TT Figura 4.4 Modificação microestrutura! devido ao forjamento. Estruturas solidificadas rapidamente, como as liga de alumínio produzidas por “twin roll-casting”, podem ter toda estrutura dendrítica transformada numa estrutura de grãos equiaxiais por tratamento termomecânico (fig. 4.5), semelhante ao forjamento. 126 5+TT Figura 4.5 Modificação produzida por tratamento termomecânico 4.2.2 Forjamento em Matrizes O forjamento de peças de geometria complexas é realizado em matrizes fechadas. As ferramentas, matriz e punção, são feitas a partir de um bloco bipartido que, quando fechado, forma um bloco único no qual o material fica confinado em sua cavidade (fig. 4.6). A cavidade comum em ambas as partes deve ser cuidadosamente projetada e usinada para garantir as tolerâncias dimensionais da peça forjada. Figura 4.6 Fotjamento em matriz fechada A deformação em matrizes exige ainda estudos reológicos preliminares para garantir o preenchimento completo do molde, sem desperdícios de material c com o menor esforço possível do equipamento. Algumas vezes, o projeto de forjamento de uma peça deve ser subdividido em diversas etapas, onde são produzidas configurações intermediárias até que se chegue a forma final da peça. Algumas destas configurações intermediárias podem ser obtidas por forjamento livre, embora o acabamento do forjado deva ser feito em matrizes fechadas, conforme a ilustração da figura 4.7. 127 v6L Figura 4,7 Segiência de forjamento — 1, IT e III forjamento livre; IV forjamento em matriz fechada. A partir do bloco (1), os entalhes: no bloco (IT) são feitos progressivamente por martelamento. Em seguida, o bloco entalhado (1) é forjado livremente até adquirir a configuração de bloco (II). Finalmente, esta pré-forma (IM) é forjada em matriz fechada (cm uma ou mais etapas), assumindo a forma final (IV). No forjamento em matriz fechada, a dificuldade de escoamento do metal no seu interior, quando gerada por imposições geométricas, pode até tornar as etapas intermediárias muito mais complexas que as ctapas finais para o acabamento. Toda a atenção deve ser feita para que, durante o escoamento, não sejam produzidos dobramentos do metal sobre si mesmo (gota fria), sem que as superfícies em contato se fundam por caldeamento. Este problema pode ocorrer em matrizes com arrestas muito 128 agudas, atrito elevado ou ainda resfriamento excessivo na região onde a gota fria foi produzida. A dificuldade para se resolver analiticamente a reologia (condições de escoamento) de um forjado de geometria complexa é algo bastante comum no dia-a-dia de uma indústria. A habilidade de seus técnicos ferramenteiros nem sempre supre as dificuldades para preenchimento completo da matriz. Para suprir a incerteza dos cálculos analíticos, muitas vezes se faz um superdimensionamento do volume de material. Após o preenchimento completo da matriz, o excesso de material no seu interior deve escoar forçadamente através de um canal localizado estrategicamente (fig. 4.8) para evitar a quebra das ferramentas. Um bom projeto de forjamento pode garantir a execução de uma peça, sem a necessidade do canal de rebarba. Análises da reologia do escoamento, quando feitas por métodos numéricos, possibilitam a otimização da operação de forjamento e, deste modo, tornam possível a produção de forjados sem rebarba e com muito boa precisão. Canal de Excesso Rebarba de Material Figura 4.8- Forjamento em matriz fechada com canal de rebarba. Peças onde são requeridos acabamentos superficiais finos, como retífica, polimento etc, um sobre-metal (dimensões acrescidas ao forjado) deve ser considerado no projeto. As dimensões finais da peça com o acabamento requerido serão obtidas com a remoção do sobre-metal, feita após a última etapa do forjamento. 4.3 Equipamentos de Forjamento Os equipamentos utilizados para forjamento podem ser subdivididos em dois grupos principais, embora muitos modelos sejam produzidos atualmente. 129 S6L Martelo de forjar - É uma prensa mecânica (fig. 4.9) que aplica golpes rápidos sobre a superfície de um metal, promovendo seu escoamento. Neste equipamento, as variações nas taxas de deformação estão condicionadas às variações de velocidade do motor de acionamento ou de uma caixa de mudanças (variação descontínua) existente apenas em equipamentos de grande porte. EN Figura 4.10 Prensa hidráulica ou Prensa de forjar Figura 4.9 Prensa mecânica ou Martelo de forjar Prensa de forjar - É uma prensa hidráulica (fig. 4.10) que aplica esforços compressivos gradualmente sobre a superfície do metal, promovendo seu escoamento. Ao contrário do caso anterior, na prensa hidráulica a variação da taxa de deformação pode ser feita de forma contínua. 4.4 Taxa de Deformação A taxa de deformação é um dos parâmetros mais importantes dos processos de conformação plástica. A velocidade com a qual os materiais se deformam implica diretamente sobre no estado metalúrgico do material, ou seja quanto mais rápido deformamos mais restringimos o escoamento devido ao maior encruamento produzido. No forjamento, a taxa de deformação ou velocidade de deformação é dada em função da velocidade vertical com a qual o bloco se deforma. 130 yr Figura 4.11 Blocos cilináricos durante forjamento livre Baseado na base na figura 4.11, pode-se definir a deformação num forjamento livre como sendo dada por dh de=— Eq. 41 h lo Portanto, a taxa de deformação, segundo a figura 4.11, será dada por * de Adh 1 g=— = = de hode hy vo Eq. 42 Na equação 4.2 (vw =dh/dt) é a velocidade vertical do pistão, dada em (m/s). Assim, a taxa de formação deve ser expressa em (8). 4.5 Estimativa dos Esforços de Forjamento O cálculo de esforços de forjamento é muito complexo para ser feito analiticamente, principalmente quando executado em matriz fechada. Diante da impossibilidade da determinação analítica dos esforços, a indústria de forja costuma estimar a carga de forjamento de uma nova peça a partir de informações relativas às outras peças já forjadas com o mesmo material, numa forma (geometria) semelhante. A figura 4.12 apresenta um quadro onde se vêem forjados que evoluem a partir de formas básicas (primitivas ou pré-formas) que lhes deram 131 96L Evidentemente, o valor de A não poderá crescer excessivamente para não causar flambagem. P D/h4 > D/hp >D/hc > D/ho > D/hs É SERES en snes ars redução de h (%) Figura 4.16 Forjamento livre com relação D/h muito pequena. Faces Faces Faces usinadas — retificadas polidas D/h Fixo redução de h (%) Figura 4.17 Forjamento livre com relação D/h muito pequena. Os efeitos do atrito na interface podem ser percebidos através de um experimento semelhante ao mostrado na figura 4.17. De acordo com este experimento, percebe-se que na medida em que o acabamento superficial melhora, maior será a redução de possível para um mesmo valor de carga. Isto se justifica por que a redução de atrito implica na 136 redução das áreas de fluxo restringido, aumentando o escoamento de metal entre as zonas de restrição. xiste ainda a considerar as tensões horizontais que são induzidas imediatamente após o forjamento. Na realidade, estas tensões (fig. 4.18 e 4.19) são produzidas pela não-uniformidade das tensões verticais que por sua vez gera a não-homogeneidade nas deformações. Este estado de tensões residuais perdura até que o material sc recristalize. Figura 4.18 Tensões horizontais Figura 4,19 Tensões horizontais induzidas quando D/h é grande. induzidas quando D/h é pequeno. Quando (D/h) é grande (fig. 4.18) há predominância das tensões de compressão hidrostática que se propagam até o centro do bloco, promovendo o escoamento. Cessados os esforços de forjamento, aparecem as tensões horizontais induzidas como uma resposta do material à não-homogeneidade da deformação. As regiões próximas das interfaces (ex-regiões de fluxo restringido), como não se estenderam, tendem a se estender por ação de forças trativas. A região central que muito se estendeu tende a se contrair, tendendo a diminuir o abarrilamento. Quando (D/h) é pequeno (fig. 4.19) as tensões verticais de compressão não atingem o centro do cilindro. Do ponto de vista dinâmico, as regiões adjacentes à região central, comportam-se como dois blocos cilíndricos sobrepostos, semelhantes ao da figura 4.18. Entretanto, devido à não-homogeneidade da deformação na região central, a componente hidrostática do estado de tensões induz apenas tensões trativas que, quando intensas, podem nuclear trincas internas que, tão logo seja aliviado o esforço externo, tendem a ser caldeadas 137 66L simultaneamente à recristalização. Esta forma de induzir tensões trativas do centro para as bordas do cilindro serve como base para o entendimento do processo Mannesmann para produção de tubos sem costura. 4.7 Tensões Residuais de Origem Térmica As tensões residuais dos forjados geralmente são muito pequenas, considerando-se que o processo de forjamento é feito a quente e, portanto, os efeitos do encruamento são eliminados pela recristalização que acontece imediatamente após cada estágio da deformação. Entretanto, cuidados especiais devem ser tomados durante o resfriamento das grandes peças com geometria complexas. Tensões de origem térmicas podem produzir empenos ou até trincas devidos a assimetria do resfriamento. Tensões trativas induzidas durante um resfriamento descompensado. Figura 4.20 Gradiente de tensões num forjado em resfriamento. A contração de uma zona que se resfria rapidamente pode ser freada por outra zona adjacente que ainda permanece quente por um tempo maior. Conforme a ilustração da figura 4.20, um alto gradiente de retração pode induzir fortes tensões trativas nesta região que se resfria mais rapidamente, gerando grandes contrações. Em casos mais críticos de peças com saliências delgadas, este resfriamento descompensado, indutor de fortes tensões trativas, também pode causar trincas nestas extremidades mais finas. 4,8 Defeitos de Forjamento Os principais defeitos observados em forjados são ocasionados por parâmetros de processo mal ajustados. No forjamento em matrizes, o pouco conhecimento dos parâmetros reológicos no interior da matriz 138 pode gerar graves defeitos. Além da má formação do forjado, é comum a produção da gota fria. Ajustando-se os parâmetros reológicos, a temperatura c a taxa de deformação praticada são os outros parâmetros que devem ser controlados durante o forjamento. Conforme foi visto no parágrafo $ 2.5, para uma dada potência requerida, os limites de conformação devem estar confinados entre as curvas de fragilização e isotérmica. Nos casos de metais puros e ligas não ferrosas, a curva de fragilização deve ser substituída pela curva solidus. Trabalhando-se muito próximo da curva isotérmica corre-se o risco do material esfriar, pelo menos superficialmente, atingindo valores de temperatura abaixo da recristalização. Fig. 421 Trincas laterais Fig. 4.22 Trincas circunferenciais produzidas durante o forjamento produzidas após o forjamento Nestas condições de temperatura, durante um forjamento livre, as tensões trativas circunferenciais podem atingir valores superiores ao limite de ruptura, produzindo trincas longitudinais conforme ilustrado na figura 4.21. Existe ainda a considerar os aspectos topológicos do processo. Se o atrito for elevado (ineficácia da lubrificação) as áreas de fluxo restringido (barreiras) serão grandes, restringindo ainda mais o escoamento de material junto a estas áreas de contato. Após o forjamento em condições limites de temperatura, estas áreas que não estiraram tendem a se estirar radialmente para compensar o abarrilamento do tarugo. Se as tensões radiais trativas que produzem o estiramento (fig. 4.22) superarem o limite de ruptura do material, trincas circunferenciais poderão surgir nestas superfícies do material. Este problema ocorre com fregência em alguns aços ligados, de alta resistência, quando forjados abaixo da temperatura de recristalização. O mesmo problema pode ser ocasionado se não houver pré- aquecimento das ferramentas durante um forjamento livre. As superfícies 139 00c em contato com a matriz e o martelo terão uma tensão de escoamento com valores superiores ao valor da região central da peça e, devido a isto, estirarão muito menos . Após o forjamento, os efeitos nestas superfícies de contato do tarugo serão os mesmos sugeridos na figura 4.22. 4.9 Forjamento de Pré-formas (Metalurgia do Pó) A produção de peças forjadas em matrizes fechadas, a partir de pré-formas elaboradas por metalurgia do pó, vem ganhando importância nos últimos anos. A substituição do tarugo pela pré-forma sinterizada tem como principal vantagem a redução ou a eliminação completa da usinagem, além da baixa anisotropia nas propriedades mecânicas finais. Quando necessário, a ausência do efeito direcional pode ser suprida pela introdução de reforços continuos à pré-forma (materiais compósitos), a exemplo daquilo que é feito pela indústria aeronáutica, em compósitos Ti/SiC/C?. Consideremos a pré-forma claborada pelo método da colagem da barbotina, conforme ilustrado na figura 4.23, Neste método, o pó metálico é misturado a um ligante, formando uma mistura viscosa (a barbotina) que, em seguida, é vazada numa forma ou molde para secagem. Pó Metálico + a, ; Ligante : go Barbotina Figura 4.23 Diagrama esquemático da microestrutura de uma pré-forma elaborada a partir de uma barbotina O ligante é normalmente um composto orgânico e tem como principal característica sua volatilidade em temperaturas bem inferiores à temperatura na qual o forjamento é realizado. 3R. A. Sanguinetti Ferreira, Composites Part A, vol, 2005 140 TEC) P(MPa) Figura 4.24 Exemplo de um ciclo termomecânico para eliminação do ligante e consolidação da pré-forma . A eliminação completa do ligante é fundamental para a boa consolidação do pó metálico. Por isso, um prévio tratamento termomecânico, realizado com baixos valores de pressão e temperatura, sc faz necessário para sua completa eliminação, conforme sugerido pelo ciclo termomecânico da figura 4.24, Uma redução considerável do volume é observada durante a eliminação do ligante. A aplicação desta pequena carga contribui significativamente para a redução dos vazios, anteriormente ocupados pelo ligante (fig.4.25). Entretanto, a eliminação total dos poros ou vazios (fig. 4.26) se dá através de mecanismos de caldeamento (deformação / sinterização), bem mais complexos do que aqueles observados em blocos maciços. Figura 4. 25 Diagrama esquemático da eliminação do ligante em baixas pressões e temperaturas. Figura 4.26 Diagrama esquemático da densificação da matriz em altas pressões e temperaturas. 141 Loc Referências Bibliográficas GEORGE E. DIETER - Metalurgia mecânica — Ed. Guanabara dois, 1982. H. HELMAN, P. R. CETLIN - Fundamentos da conformação mecânica dos metais - Guanabara dois, 1986. M. MEYERS, K. K. CHAWLA - Princípios da metalurgia mecânica Ed. Edgard Blucher, 1982. METALS HANDBOOK - Forming and Forging, Vol. 14; ASM edition, 1996. METALS HANDBOOK - Mechanical Testing, Vol. 8; ASM 9º edition, 1996, HTTP/WWW.CIMM.COM.BR/materialdidatico — conformação + forjamento HTTP:/OCW.MIT.EDU/Ocw Web/Mechanical-Engineering/ index.htm — Plastic Deformation, Metals Forming HTTP://OCW.MIT.EDU/OcwWeb/Mechanical-Enginecring/ index.htm — Plastic Deformation, Metals Forming 146 EXTRUSÃO 5.1 Introdução O processo de extrusão é usado para produção de perfis com seções não necessariamente simétricas, além de tubos de seções circulares ou ovaladas. Durante a extrusão, o material é comprimido no interior de um container por um êmbolo ou pistão e escoa através do furo de uma matriz, gerando o perfil desejado (fig. 5.1). sd ita do |nosepa) A | ANS AN Figura 5.1 Processo de extrusão As seções transversais do produto extrudado podem ser vazadas ou cheias (fig.5.2). Na extrusão, cada tarugo é extrudado individualmente e o comprimento do produto final é limitado pelo volume de material do tarugo. Por isso a extrusão pode ser considerada como um processo semicontínuo. 147 voc Figura 5.2 Alguns dos possíveis perfis de extrusão De um modo geral, os produtos extrudados podem ser cortados ao longo de sua seção e, em tamanhos padronizados, são distribuídos no mercado para atender as necessidades de diferentes projetos. Dependendo da plasticidade do material, a extrusão pode ser feita a frio ou a quente. Algumas vezes, o modo de extrudar c as condições de escoamento no interior da matriz têm um papel fundamental e tornam-se até mais importantes que a ductilidade do material. Assim, um perfil de alumínio com seção complexa deve ser extrudado a quente, enquanto um rebite de aço de baixo carbono normalmente é extrudado a frio (extrusão por impacto); embora a ductilidade do alumínio seja muito maior que a ductilidade do aço. 5.2 Tipos de Extrusão Os processos de extrusão podem ser classificados em extrusão direta e extrusão indireta, dependendo do modo de ação do cilindro e da forma segundo a qual o material escoa no interior do container, Processo de Extrusão Direta | ssmsdenio matriz A esteio gido, : E Pistão igura 5.3 Processo de extrusão di 148 No processo de extrusão direta, o cilindro ou pistão comprime o tarugo (material) contra a matriz e, no momento em que a tensão de escoamento é superada (rompimento), o material escoa através do furo gerando o perfil desejado (fig. 5.3). Com existe movimento relativo entre o material e o container, o atrito contribui significativamente para elevação da carga de extrusão. Quando a carga externa é aplicada ao tarugo do material, o esforço de extrusão cresce até o momento em que se dá o rompimento no ponto (i). Até o rompimento, o pequeno deslocamento do êmbolo deve-se unicamente às deformações elásticas ou acomodações do material no interior do container. A partir do ponto (i), o material começa efetivamente a ser extrudado e, à medida que seu volume diminui (menor área de contato entre o tarugo e o container), o esforço de extrusão também vai diminuindo, até atingir o valor mínimo no ponto (f). A partir deste ponto, o pistão aproxima-se da matriz e, ao tocar as zonas de fluxo restringido, o escoamento no interior do container torna-se difícil. Com o fluxo quase que transversal ao deslocamento do pistão, o esforço de extrusão cresce significativamente com pequenos deslocamentos do cilindro. Este gasto suplementar de energia associado à dificuldade de escoamento no final do processo também pode ser chamado de trabalho redundante. Devido ao aumento do trabalho redundante, a partir do ponto (f) a extrusão deve ser interrompida. O material restante do tarugo deve ser descartado e substituindo por um novo tarugo, Deslocamento do êmbolo Figura 5.4 Carga versus deslocamento no processo de extrusão direta 149 soc Processo de Extrusão Indireta No processo de extrusão indireta não existe movimento relativo entre o material e o container. O cilindro vazado (com a matriz), com a forma do perfil desejado, penetra no material produzindo o extrudado. Conforme está mostrado na figura 5.5, neste processo a matriz localiza-se na extremidade do cilindro ou êmbolo vazado. a matriz E êmbolo i Áreas de fluxo restringido Figura 5.5 Processo de extrusão indireta Deslocamento do êmbolo Figura 5.6 Carga versus deslocamento na extrusão indireta Na extrusão indireta, o atrito é localizado apenas na matriz, de modo que o esfoço permanece constante após o rompimento (fig. 5.6). 150 Um mesmo valor da carga é observado do ponto (i) ao ponto (f). Entretanto, ao final do processo quando as áreas de fluxo restringido (coladas ao êmbolo) atingem o final do container, o escoamento é dificultado, pois se torna aproximadamente transversal ao deslocamento do êmbolo. Assim sendo, a carga de extrusão cresce rapidamente com pequenos deslocamentos do êmbolo (trabalho redundante). De modo análogo ao processo de extrusão direta, a partir do ponto (f) o processo de extrusão indireta (fig.5.6) também deve ser interrompido. 5.3 Matrizes de Extrusão As matrizes de face plana geralmente são usadas para extrusão de materiais dúcteis, facilmente trabalháveis. Estas matrizes têm como grande vantagem o baixo atrito, quando comparado ao atrito no container. De acordo com a figura 5.7, fica fácil admitir-se que o atrito do material com a matriz fica localizado apenas no paralelo. Depois de ultrapassada esta zona, o material perde o contato com a matriz e passa livremente pelo ângulo de alívio. As matrizes de face plana têm como desvantagens as grandes áreas de fluxo restringido que se formam nos cantos das faces com o container, conforme já mostrado na figura 5.3. Some-se a isto, o grande volume de material gerado com descarte ao final do processo (ponto f). Figura 5.7 Matriz de face plana Para materiais de mais alta resistência, são usadas as matrizes de face cônica (fig. 5.8). Com estas matrizes as áreas de fluxo restringido diminuem muito embora o atrito e o desgaste no processo aumentem. Neste caso, o atrito no paralelo não é tão elevado, mas é elevadíssimo na conecidade da face, devido ao fato da reação (tensão normal) gerar componente de atrito com direção contrária à direção de fluxo. 151 90€ A figura 5.14 mostra uma matriz (duas peças) para produção de perfil vazado de seção retangular. Observa-se nesta figura os pinos (P) e seus correspondentes furos (F) para centragem da matriz durante a montagem. Os demais furos vistos em ambas as partes servem para fixação da matriz ao container através de parafusos. Figura 5.14 Matriz de extrusão para um perfil retangular vazado. Extrusão Hidrostática Neste processo de extrusão o metal escoa através do furo da matriz sob a ação da pressão hidrostática aplicada uniformemente ao tarugo. Esta pressão é produzida por um fluido continuamente bombeado para o interior do container. Este modo de extrusão não é novo e remonta ao final do século XIX, quando foi depositada uma primeira patente deste processo na Inglaterra, em 1894, por J. Robertson. Sem aplicação industrial, esta patente logo caducou e, mais de um século depois, Bridgman (1952) e Pugh (1964) apresentaram soluções técnicas que tornaram possível a aplicação da extrusão hidrostática em escala industrial. A deformação homogênea imposta aos materiais produzidos por este processo assegura a qualidade do extrudado. Para isto, todo o tarugo deve ser previamente processado de modo que uma das extremidades possa se ajustar ao furo da matriz, formando um selo mecânico. Além disso, toda a superfície do tarugo deve ser usinada para eliminação de defeitos que tendem a aparecer na superfície do extrudado, principalmente quando baixas razões de extrusão são usadas. 156 As concepções para o processo de extrusão hidrostática são variados e dependem em parte da geometria do produto a ser fabricado. Na figura 5.14 vemos a extrusão hidrostática de um tarugo numa matriz cônica. A pré-forma (conicidade) é introduzida na matriz cônica, ajustando-se perfeitamente ao furo. A selagem da matriz é feita pelo próprio material e a do êmbolo é feita por anéis retentores. É evidente que quanto melhor for o ajuste inicial desta pré-forma ao furo da matriz mais difícil será o vazamento de óleo para fora do container. Nesta concepção, o container é preenchido pelo fluido c sua pressão é fornecida e mantida constante pelo êmbolo móvel que penetra no container à medida que o material é extrudado. Anel Retentor a Fluido Figura 5.14 Extrusão por ação de um fluido pressurizado. A pressão máxima de extrusão é função da razão de extrusão e da tensão de escoamento do material. Como não há atrito do material como o container, a curva carga de extrusão versus deslocamento do êmbolo é dinamicamente equivalente à extrusão indireta (fig. 5.6). A única diferença está na pressão de rompimento. Na extrusão hidrostática, um pico de pressão relativamente alto é observado no início do processo, durante o rompimento. Quando um filme de lubrificante é formado entre o material e a matriz e o regime permanente é estabelecido, a pressão se estabiliza num patamar conforme mostrado na figura 5.15. Figura 5.15 Diagrama carga de extrusão versus deslocamento do émbolo num processo de extrusão hidrostática. Deslocamento do êmbolo 157 60€ Neste processo, a pressão de extrusão pode ser estimada pela equação 5.1 P=aln(R)+b Eq. 5.1 Na equação acima, (R) é a razão de extrusão, (a) é uma constante que depende do material e (b) é uma constante que depende das condições de atrito na matriz. Baseado numa relação empírica, semelhante à equação 5.1, S. Johnson (1968) determinou a pressão de extrusão (P.«) para diferentes materiais em função da razão de extrusão (R). Os resultados estão mostrados no diagrama da figura 5.16. 20 frços A Aços DAST Aços 0,154 15 Cu 99,9% AI 99,9% . AICuME 2 Ê zo E É [o s 27 10º 10* 10º 10º Razão de Extrusão (R) Figura 5.16 Pressão versus razão de extrusão em diferentes materiais. Uma outra concepção de equipamento para extrusão hidrostática foi proposta por uma companhia européia, Fielding & Platt (1967), para produção de arames de forma contínua, como na trefilação (ver capítulo VD. Este processo destina-se à redução da seção de arames de boa ductilidade, usados como condutores elétricos (alumínio ou cobre). 158 Figura 5.17 Extrusão hidrostática de arames Devido as condições dinâmicas do processo para arames, a pressão do óleo é normalmente mais elevada que nos processos de extrusão hidrostática para tarugos; tornando ainda mais críticas as condições de selagem. Mas, independentemente do tipo e concepção do equipamento de extrusão hidrostática, as principais limitações deste processo são a selagem do fluido e o excesso de pressão no interior do container. A existência de uma pré-forma na extremidade do tarugo ou arame contribui para selagem, mas não deve evitar a fuga completa de óleo pelo furo da matriz. As pré-formas devem ser concebidas para que, no mínimo, um filme fino de lubrificante seja arrastado pelo material extrudado, garantindo a lubrificação da matriz. A pressão do fluido não é limitada pela resistência do container em suportar os esforços por ela gerados. O fator limitante é a solidificação do fluido que pode acontecer em altas pressões. Baseado nas especificações dos óleos que podem ser empregados na extrusão hidrostática, o limite prático de pressão empregado é da ordem de 1700-1800 MPa. Extrusão Angular em Canal A extrusão angular em canal de seção constante é um processo de deformações que tem como objetivo promover o refino de grãos através de um modo diferenciado de deformação. Neste processo, o tarugo de seção quadrada (fig.5.18) é introduzido no topo de um canal onde é forçado a escoar através de um outro canal, formando normalmente um ângulo de 90º. Em princípio, o tarugo não muda de forma como nos 159 oLZ processos convencionais de extrusão. Na extrusão angular em canal, apenas a microestrutura é modificada (refinada) pela deformação. Para aumentar a eficácia do refino mecânico, a cada passe, o tarugo deve ser girado (rotacionado) de 90º, de modo que a cada quatro passes, ele volte à sua posição inicial. A deformação plástica produzida pela mudança de direção do escoamento, normalmente a 90º, gera um cisalhamento excessivo entre duas cunhas a 45º da direção do fluxo. Na interface, entre as cunhas superior e inferior (fig. 5.18), o material é fortemente cisalhado, chegando a produzir o fracionamento de grãos. Com a repetitividade deste processo de cisalhamento acompanhado pela rotação do tarugo, pode-se chegar a grãos com diâmetros na escala nanométrica. Região de cisalhamento Figura 5.18 Diagrama esquemático da extrusão em canal angular. Este método de refino de grãos foi concebido por Segal! em 1981 para emprego apenas em ligas de boa plasticidade. Atualmente, a extrusão angular em canal se aplica a diferentes ligas metálicas como aços de baixo carbono, ligas de cobre, ligas de alumínio, ligas de titânio, além dos elementos puros destas ligas. Tradicionalmente, o processo de deformação é feito a frio, embora algumas ligas só possam ser deformadas a quente, conforme foi mostrado por Z. Li et a? em seu trabalho com o nitinol (Ni-50Ti). Devido aos elevados esforços desenvolvidos durante o processo, somente os lubrificantes de alto desempenho podem ser utilizados. Para . Segal — Proc. 5% Inter. Aluminum Technol. Sem., vol. 2, pp 402-407, 1992 3. Xiang, X. Cheng — Materials & Design 27, pp 324-328, 2006. o extrusão em canal a frio recomenda-se o uso de lubrificantes a base de dissulfeto de molibdênio (MoS»). Por demanda da indústria aeroespacial”, materiais de baixa trabalhabilidade com o aço ABNT 4340 e a liga comercial de titânio TAGV foram processadas a quente por extrusão em canal. Se o processo de deformação for feito a quente recomenda-se lubrificantes a base de grafite, onde tanto a matriz quanto o tarugo devem ser previamente recobertos pelo lubrificante. Para os casos mais críticos de temperatura pode ser utilizado como lubrificante as micro-esferas de vidro', que também é aplicado à matriz e ao tarugo. (Ver 8 5. 5). 5.5 Lubrificação na Extrusão Os processos de extrusão direta podem ser realizados com ou sem lubrificação. Na extrusão sem lubrificação, o diâmetro do êmbolo ou cilindro deve ser necessariamente menor que o diâmetro do container. Durante o processo, à medida que o êmbolo se desloca, vai sendo criada uma casca (Shell) internamente ao container devido ao cisalhamento no material produzido pela diferença entre os diâmetros. Esta casca dever ser removida ao final da extrusão e constitui-se um grande inconveniente do processo nestas condições. Em alguns casos, a ausência de lubrificante pode ser suprida por um revestimento anti-fricção nas paredes do container. O material para o revestimento interno do container é feito com um material extremamente duro em relação ao material a ser extrudado, além de ter boa estabilidade térmica para não se degradar pelo efeito da temperatura do processo. Algumas ligas quase cristalinas (quasi-cristal) podem ser empregadas para tal fim, pois atendem as exigências térmicas e mecânicas do processo (antifricção). Tabela 5.1 Lubrificante em função da temperatura de utilização. Lubrificantes para Extrusão Baixas temperaturas Altas temperaturas (ambiente<T<1000ºC) (T>1000ºC) Graxas; grafite; MoS,; mi Vidros (micro-esferas) e pós de rochas a betonita; asfalto; ete. base de feldspato. 3. L. Semiatin, D. P. DeLo — Materials e Design 21, pp 311-322, 2000. * Ugine Séjoumet, lubrificantes de auto desempenho para extrusão 161 bLc pois varia diferentemente em cada linha de fluxo, do início ao fim, dentro da zona de deformação. > Vu Figura 5. 25 Proporcionalidade entre segmentos na zona considerada Diante desta dificuldade, vamos considerar a linha de fluxo mais externa, por ter esta uma condição de velocidade mais crítica; ou seja a que maior variação apresenta na região de fluxo restringido (Lj). De acordo com o princípio da continuidade de fluxo, podemos escrever: VDi= VD? Eq. 5.3 Pela proporcionalidade do triângulo da figura 5.25, o valor de (D) pode ser dado pela equação 5.4 Eq. 54 Substituindo-se o valor de (D) na equação 5.3 podemos explicitar o valor da velocidade horizontal (Vs). Vol f A equação 5.5 nos mostra que à medida que nos aproximamos da matriz, maior é a velocidade horizontal (velocidade de fluxo). A velocidade horizontal varia com inverso do quadrado da distância (L). A proporcionalidade do triângulo da figura 5.25 também vale para as velocidades; assim podemos escrever a velocidade radial em função da velocidade horizontal (eq. 5.6). Va= Eq. 5.5 166 Eq. 5.6 pod Eq.5.7 E= v O; à D, % Com vp = 2VR, a equação 5.7 pode ser reescrita como A E=—tga Eq. 5.8 DE e De acordo com a equação 5.8, a taxa de deformação é função apenas de (L) e varia continuamente no intervalo (0 — Ls). Assim sendo, um valor médio (Êy) pode ser obtido por integração da função &(L) neste intervalo. 14pi + E igadL Eq.5.9 Para fugirmos da indeterminação, substituímos o zero (início do intervalo) por ô que na prática pode ser considerado L//00; ou seja um centésimo da zona de fluxo restringido. Após a integração da equação 5.9 no intervalo considerado teremos A taxa de deformação média (44) para o processo de extrusão é portanto º Ha en= WO priga Eq. 5.11 167 vlc Na prática, os parâmetros geométricos do escoamento, com comprimento (Lj) e o ângulo (a), podem ser determinados a partir do descarte (refugo) do tarugo, ao final do processo de extrusão. Para cada condição reológica praticada, a altura do descarte (ponto / da fig. 5.4) deve coincidir com o comprimento (La) das zonas de fluxo restringido. 5.8 Defeitos de Extrudados A matéria prima para os processos de extrusão direta ou indireta normalmente são tarugos produzidos por solidificação controlada seguida de tratamento térmico para homogeneização da composição e uniformização da microestrutura. Esta condição do tarugo dá confiabilidade ao processo, assegurando a qualidade do extrudado. Com a qualidade da matéria prima assegurada, os defeitos dos extrudados, embora raros, normalmente são produzidos por falhas do próprio processo. Os defeitos mais comuns de um extrudado são os riscos ou ranhuras superficiais (fig. 5.25) produzidos por desgaste ou quebra no paralelo da matriz (saída). Em princípio, os riscos e ranhuras causam problemas apenas pelos aspectos estéticos mas, quando profundos, podem comprometer a integridade estrutural do extrudado. Além dos riscos e ranhuras também podem ser encontrados nos extrudados rugas ou empenos que são produzidos por um desalinhamento da matriz. Este desalinhamento da matriz pode ser produzido durante a sua montagem ou ao longo do processo, causando aumento no escoamento de metal em alguns dos canais internos em detrimento da redução em outros. Este fluxo de material descompensado, entre os canais alimentadores que culminam na área de convergência da matriz, causará graves problemas ao extrudado. A parte da superfície do extrudado que recebeu um volume maior de material tenderá a ficar enrugada após o caldeamento; considerando-se que ela será unida junto com as outras partes da superfície que receberam um volume menor de material. Como resultado da união do material (caldeamento), serão geradas tensões trativas na região que menos recebeu material e tensões compressivas na região na região que recebeu mais material. Depois de resfriado, o extrudado deverá apresentar rugas e empenos em toda a sua extensão (Fig. 5.26). 168 É So por Figura 5.26 Rugas produzidas por Figura 5.25 Riscos produ desgaste no paralelo da mat Outros defeitos que poderão ocorrer nos extrudados são decorrentes da fricção pegajosa. O contato direto do material com o container (ausência de lubrificante) pode produzir um forte aquecimento, oxidando localmente o material. As partículas de óxido que se desprendem da superfície do container, caem nas linhas de fluxo e terminam nas regiões centrais das seções do extrudado, gerando defeitos macroestruturais consideráveis. 169 stc Exercícios propostos 1- Descrever qualitativamente os processos de extrusão direta e indireta através de um diagrama Pressão x deslocamento do êmbolo no container. 2- Descreva as principais características das matrizes utilizadas no processo de extrusão. 3- Quais as vantagens e desvantagens das prensas de extrusão horizontais e verticais? 4- Porque as matrizes de extrusão empregadas em materiais de alta resistência não devem ter a face plana? S- Que características devem ter os lubrificantes empregados nos processos de extrusão a quente? 6- Quais as condições de processo para ocorrência da fricção pegajosa num processo de extrusão? 7- Descreva quais são os defeitos mais comuns encontrados nos processos de extrusão? Quando possível, explique os mecanismos geradores do defeito considerado. 8- Qual a diferença entre percentagem de deformação e é razão de extrusão? 9- Descrever o processo de extrusão hidrostática. Quais são os aspectos que efetivamente dificultam a aplicação deste processo na prática ? 10- Descrever o processo de extrusão angular em canal. Quais as dificuldades operacionais mais relevantes ? 11- Como pode ser estimado o efeito do trabalho redundante em um processo de extrusão ? 170 Referências Bibliográficas GEORGE E. DIETER - Metalurgia mecânica — Ed. Guanabara dois, 1982. H. HELMAN, P. R. CETLIN - Fundamentos da conformação mecânica dos metais — Ed. Guanabara dois, 1986. J.M. MEYERS, K. K. CHAWLA - Princípios da metalurgia mecânica -. Ed. Edgard Blucher, 1982. K. LAUE, H. STENGER - Extrusion — Ed. ASM American Society For Metal, 1981. METALS HANDBOOK - Forming and Forging, Vol. 14; ASM 9º edition, 1996. METALS HANDBOOK - Mechanical Testing, Vol. 8; ASM 9º edition, 1996. HTTP/NWWNW.CIMM.COM.BR/materialdidatico — Conformação + Estrusão. HTTP://OCW.MIT.EDU/Ocw Web/Mechanical-Engineering/ index.htm — Plastic Deformation, Metals Forming. 171 9Lc pequenas reduções, só para iniciar (correção de imperfeições da matéria prima) ou para finalizar o processo (ajuste dimensional). Defeitos semelhantes também são produzidos quando são aplicados sucessivos passes com deformações superiores à 25 %. Os mecanismos geradores destes defeitos serão explicados posteriormente no parágrafo $ 6.5. Para um bom programa de passes, recomenda-se reduções médias em torno de 17 a 22%, garantindo-se, desta forma, que toda a seção do arame ou fio seja deformada homogeneamente. A homogeneidade da deformação é, portanto, o critério para definição do valor percentual da redução. 6.2 Preparação da Matéria Prima O fio máquina é a matéria prima para indústria de trefilação. Normalmente, o fio máquina é comercializado para as indústrias de fios, cabos, parafusos, pregos e arames farpados nas bitolas de 5,50 e 6,34 mm e, muito raramente, em bitolas superiores. Sendo um produto siderúrgico produzido por laminação a quente, o fio máquina apresenta uma fina carepa constituída de diversos óxidos. Esta carepa muito dura, quando não removida, atua como abrasivo, reduzindo drasticamente a vida útil da fieira. Tradicionalmente, a eliminação desta carepa de óxidos é realizada por um processo de decapagem química ou mecânica. Na decapagem química, o material é imerso numa solução aquosa a 20% de ácido sulfúrico (H,SO,) ou de ácido clorídrico (HCI. O tempo de decapagem depende da espessura da carepa. Para maior eficácia do processo, a solução deve ser mantida a 40ºC. Depois de removida a carepa, o fio máquina deve ser imediatamente retirado do tanque de decapagem para neutralização. Para isto, deve ser imerso num. tanque com óxido de cálcio (CaO) ou, opcionalmente, numa solução aquosa à 10% de ciancto de sódio. Depois da neutralização, o fio máquina pode ser seco numa estufa e encaminhado para a trefilaria. Opcionalmente, pode ser feita uma deposição eletrolítica de um filme de cobre ou estanho para possibilitar o aumento da velocidade de trefilação de fios e arames de aço. À decapagem química é muito dispendiosa pois gera residuos que devem ser neutralizados para não degradar o meio ambiente. O tratamento destes resíduos normalmente é mais dispendioso do que os insumos utilizados pela decapagem; por isso este processo vem sendo gradativamente eliminado na indústria. A decapagem mecânica vem ganhando, cada vez mais, espaço na indústria de trefilação à medida que as leis de proteção ambiental passam a ser exigidas com mais rigor. A decapagem mecânica não gera resíduos 176 que não sejam reaproveitados: os óxidos eliminados retornam à própria siderurgia. Neste processo, os óxidos da carepa do fio máquina são removidos por quebra e escovamento. O fio máquina ao passar ziguezagueado entre os roletes dispostos horizontal e verticalmente (Fig. 6.4) tem toda a carepa quebrada devido à flexão alternada em duas direções. Depois passar pelos roletes, o fio máquina é finalmente escovado e encaminhado para a etapa seguinte do processo de trefilação. Figura 6.4 Decapagem mecânica do fio máquina. As bobinas de fio máquina produzidas pela indústria siderúrgica pesam em média 0,8 a 1,0 tonelada com 1,2 a 1,5 m de altura. À limitação do peso e das dimensões das bobinas tem como objetivo facilitar o transporte e armazenamento nos pátios internos das indústrias; normalmente feitos por gruas ou empilhadeiras. Anel produzido pela soldagem de topo igura 6.5 Processo de soldagem do fio máquina Para que o processo de trefilação não seja interrompido, a cada bobina trefilada é necessário que as extremidades dos fios sejam emendadas. Desta forma torna-se possível a trefilação contínua de várias bobinas. A junção das extremidades dos fios máquina é feita por solda elétrica de topo, onde o consumível é o próprio fio. A figura 6.5 mostra esquematicamente o processo de soldagem de topo com a formação de um anel na junção das duas extremidades. Este anel que normalmente é formado durante a soldagem, quando muito saliente, deve ser removido 177 6Lz por esmerilhamento para não danificar a fieira durante a sua passagem pela redução. 6.3 Equipamentos para Trefilação. O equipamento utilizado na indústria de trefilação é a trefila ou trefiladora. Este equipamento, em sua forma mais simples, é constituído de um desbobinador e de um cabeçote motorizado com porta ferramentas, sarrilho e rebobinador (fig. 6.6). Rebobinador Sarrilho Porta ferramentas , na Figura 6.6 Equipamentos usados para a trefilação O fio, ao sair do desbobinador, passa pela fieira para redução e, em seguida, é rebobinado na própria trefila com o auxílio de um carretel cônico ou sarrilho. A fieira localiza-se no porta-ferramenta que é fixo ao bloco da máquina. A trefiladora pode ser de cabeçote simples ou de cabeçotes múltiplos. A máquina de cabeçote simples (fig. 6.6) é usada como equipamento periférico, em pequenas indústrias de parafusos, pregos e grampos. Nesta pequena trefiladora é realizada uma única redução no arame ou fio para adequação de suas dimensões. A máquina de cabeçote múltiplo (fig. 6.7) é usada nas grandes trefilarias de siderúrgicas para produção de fios e arames, em larga escala, para diversos fins, Este tipo de equipamento é ainda usado nas indústrias de fios condutores de cobre e alumínio, onde reduções múltiplas são requeridas. 178 Figura 6.7 Trefiladora de cabeçotes múltiplos 6.4 Definição de Trabalho Redundante Para entendermos e quantificarmos o trabalho redundante, vamos considerar um estiramento realizado numa fieira de baixo atrito e compara-lo a um outro estiramento produzido por tração uniaxial (fig. 6.8). Com este método, o trabalho redundante do processo de trefilação pode ser determinado facilmente por comparação entre os valores da deformação verdadeira « com o da deformação virtual =*. No diagrama da figura 6.8, a linha tracejada é relativa aos esforços desenvolvidos por trefilação, enquanto que a linha cheia é relativa aos esforços desenvolvidos por tração uniaxial, Ambas apresentam valores da tensão de escoamento em função da deformação aplicada. Para se alongar um fio com valor de deformação €, por tração uniaxial, é necessário aplicar-se uma tensão de valor oi. Este mesmo alongamento & só seria possível por trefilação, se fosse aplicada ao fio uma tensão no valor de o7. Entretanto, com este nível de tensão o; seria possível alongar-se o fio de um valor 5%, muito maior que &, se o mesmo fosse deformado por tração uniaxial. Como a área sob a curva tensão x deformação é proporcional à energia da deformação, a energia dissipada por tração uniaxial para realização do alongamento & é simplesmente Up (trabalho plástico útil). 179 Oce Figura 6.8 Esforços em tração uniaxial (gu) e em trefilação (07). Tomando-se ainda como referência a hipotética curva de trefilação, (tracejada) podemos dizer que a energia dissipada para produzir-se um alongamento E, por trefilação, é equivalente âquela que seria necessária à realização de uma deformação virtual e* por tração uniaxial. A diferença entre as áreas sob a curva de tração, relativas às deformações e e e* é o gasto suplementar de energia que corresponde ao trabalho redundante Up na fieira. Portanto, para os processos de trefilação, o trabalho redundante pode ser obtido a partir da relação 4 = £*/e, conforme será discutido no parágrafo $ 6.6. 6.5 Influência do Ângulo de Redução O trabalho plástico ou útil na fieira depende unicamente da redução que é dada pela diferença entre os diâmetros de entrada e saída de material. Seu valor é invariável e, portanto, não depende do ângulo da fieira. Numa fieira, existe ainda a considerar, as energias dissipativas que incrementam o valor da energia total necessária ao processo de redução. À medida que o ângulo da fieira aumenta a dissipação devida ao atrito UA diminui. Este fato se justifica porque quando o ângulo aumenta, a deformação passa a ser feita praticamente pela redução, reduzindo-se assim a componente horizontal da força de atrito. Some-se a isto o fato de que quando a estricção é incrementada, o contato do material com a fieira 180 diminui, reduzindo os efeitos do atrito e, por consegiência, a energia do processo. Por outro lado, o trabalho redundante cresce com o aumento do ângulo. Quando o ângulo cresce as áreas de fluxo restringido (zona morta ou zona de estagnação) também crescem, aumentando a energia necessária à deformação. Considerando-se que o trabalho total é dado pela soma das contribuições individuais do trabalho plástico (Up), trabalho redundante (U») e trabalho devido ao atrito (U. vemos no diagrama da figura 6.8 que quando o ângulo da fieira assume o valor a* o trabalho total (Us) é mínimo. Energia Dissipada as Ângulo da Fieira Figura 6.8 Influência do ângulo da fieira na energia dissipada. Nestas condições de energia mínima, o ângulo de redução c* passa a ser denominado de ângulo ótimo da fieira. Assim como a energia, os esforços de trefilação também são influenciados pelo ângulo de redução. Para valores de a em torno do ângulo ótimo, a tensão de trefilação assume um comportamento parabólico, semelhante ao da energia (fig. 6.8). Para um material de boa ductilidade, o comportamento da tensão de trefilação tem um comportamento mostrado na figura 6.9. Quando um certo valor crítico (cc) é atingido, o crescimento da tensão é atennuado devido a estricção que aumenta. Este comportamento de pouco crescimento da tensão perdura até que nenhum escorregamento metal / fiera seja produzido. Nesta condição, o ângulo de redução é chamado de supercrítico (otsc), valor a partir do qual a tensão de trefilação volta a diminuir até se estabilizar. Este resultado se justifica pelo fato do material nesta condição ser descascado ao invés de reduzido. 181 Loc material). O material encruado deve permanecer na temperatura de recristalização durante um certo tempo para o restabelecimento das propriedades mecânicas, anteriores à deformação. Chamamos a atenção para o fato de que, do ponto de vista industrial, é considerada como a temperatura de recristalização aquela na qual o encruamento é completamente revertido num tempo de uma hora. A figura 6.15 mostra as diferenças microestruturais de um aço ABNT 1018 H nas condições de trefilado (parte superior) e recozido durante uma hora a 750ºC (parte inferior). No estado encruado, os grãos apresentam-se alongados na direção da deformação e, após o recozimento, eles voltam a assumir a morfologia equiaxial. Pela forma com a qual estrutura recristalizada se apresenta, pode-se concluir que a deformação produzida durante a trefilação não foi homogênea, pelo menos nos últimos passes do processo. Figura 6.15 Microestruturas do material encruado e recozido. Isto pode ser justificado pela diferença entre os tamanhos dos grãos recristalizados das partes inferior e superior da figura. Observa-se na parte inferior do material recozido que os grãos são bem menores que os grãos da parte superior. Estes grãos menores, correspondentes à parte externa do arame, constituem-se numa estrutura de subgrãos, oriundos da recristalização numa região excessivamente deformada. Quando a deformação é mais homogênea esta diferença entre o tamanho dos grãos recristalizados não existe. Uma das propriedades mecânicas que melhor caracteriza a trefilabilidade de um aço de alto carbono é à estricção. Quando esta propriedade assume valores em torno de 70% pode-se reduzir o diâmetro de um arame em até 55-60%, sem a necessidade de tratamentos térmicos 186 intermediários, Se aplicássemos o ciclo térmico mostrado na figura 6.14 a um aço de alto carbono deformado, a recristalização seria acompanhada de modificações microestruturais produzidas pela difusão de carbono. A estrutura perlítica, anteriormente fina, passaria por um processo de transformação. Com a difusão ativada, as lamelas seriam engrossadas, reduzindo significativamente a estricção do material. Isto se justifica pelo fato da recristalização ocorrer numa faixa de temperatura que corresponde ao domínio da perlita grossa no diagrama TTT. Para evita-se este problema, o ciclo térmico recomendado para aços de alto carbono está mostrado na figura 6.16. Figura 6.16 Tratamentos para recristalização (patenteamento). Um aço de alto carbono deve, portanto, ser recozido no domínio austenítico e, depois de recristalizado, ser resfriado bruscamente e decomposto isotermicamente na temperatura do meio (banho) para que a austenita metaestável se decomponha em perlita fina. Desta forma serão mantidas a ductilidade e a estricção do aço. O ciclo térmico da figura 6.16 é denominado patenteamento e o meio isotérmico que se usa para decomposição da austenita é um banho de chumbo. 6.10 Perspectivas Futuras do Processo de Trefilação O processo de trefilação torna-se muito dispendioso devido ao desgaste excessivo das fieiras, principalmente, quando altas velocidades são empreendidas. Por mais eficaz que seja o lubrificante, em altas velocidades, o atrito interno é externo produzem um calor excessivo que diminui a eficácia da lubrificação, aumentando significativamente o desgaste da fieira. O desgaste prematuro só é evitado se a velocidade de trefilação for reduzida. Para compensar este problema e não comprometer 187 vez a produtividade do processo, vem sendo desenvolvida uma nova tecnologia, na qual o porta ferramentas da trefiladora é substituído por um cassete. Este cassete é na realidade um conjunto de rolos conformadores de altíssima precisão (fig. 6.17), possibilitando que a redução de diâmetro seja feita como no processo de laminação, mas sem a geração dos frisos laterais, característicos dos laminados não planos de diâmetros inferiores a 5,5 mm. Figura 6.17 Conjunto de rolos conformadores de altissima precisão. 188 Exercícios propostos E pesei Em 1- Qual procedimento deve ser adotado para se determinar o ângulo ideal de uma fieira? 2- Um determinado material foi trefilado em sucessivos passes inferiores a 1%. Depois da redução de 30% de sua área, verificou-se que o material apresentava um trincamento interno ao longo de toda sua extensão. Que providências devem ser tomadas para se evitar que tal defeito venha a ocorrer? 3- Que tipo de problema poderia ocorrer se o material da questão anterior fosse trefilado 60%, em dois passes de 30%? 4- Descreva como pode ser avaliado o trabalho redundante em um processo de trefilação. 5- Um determinado material foi estirado 30% por trefilação. Para que esta deformação fosse atingida foi necessária uma tensão de 2500 MPa. Com este mesmo nível de tensão, seria possível estirar o referido material em 45 % por tração uniaxial. Considerando-se em ambos os casos que a deformação é homogênea, despreze o atrito na fieira e estime o trabalho redundante na trefilação. 6- Qual a vantagem do processo de trefilação de tubos com plug flutuante em relação ao processo com plug fixo? E a desvantagem? 7- Por que o trabalho devido ao atrito (U9 diminui e o trabalho redundante (Ur) aumenta com o aumento do ângulo (oda fieira? 8- Um determinado material foi estirado 25% por trefilação. Para que esta deformação fosse atingida foi necessária uma tensão de 1250 MPa. Com este mesmo nível de tensão, seria possível estirar o referido material em 50 % por tração uniaxial. Considerando-se que curva tensão deformação, em tração uniaxial, tem um comportamento linear dado por o = 1000 + 5e, despreze o atrito na fieira e calcule o trabalho redundante na trefilação 9- Justifique o comportamento das curvas no diagrama abaixo. 189 gce Tensão Longitudinal Redução por trefilação 10- Tomando como referência a equação 3.74 trace o gráfico de uma curva da razão entre a tensão de estiramento c a tensão uniaxial versus redução para B=0,1 e 2,0. 1- Determine a taxa de deformação média num processo de trefilação. 190 Referências Bibliográficas GEORGE E. DIETER - Metalurgia mecânica — Ed. Guanabara dois, 1982. H. HELMAN, P. R. CETLIN - Fundamentos da conformação mecânica dos metais — Ed. Guanabara dois, 1986. J.M. MEYERS, K. K. CHAWLA - Princípios da metalurgia mecânica Ed. Edgard Blucher, 1982. METALS HANDBOOK - Forming and Forging, Vol. 14; ASM 9! edition, 1996. METALS HANDBOOK — Mechanical Testing, Vol. 8; ASM 9º edition, 1996. HTTP/WWw. -CIMM.COM.BR/materialdidatico — Conformação + Trefilação HTTP:MOCW.MI -EDU/Ocw Web/Mechanical-Engineering/ index.htm — Plastic Deformation, Metals Forming 191 9ez direção do cisalhamento, justificando o alongamento do grão nesta direção. 7.2 Tipos de Laminadores O laminador é um equipamento constituído por cilindros ou rolos de laminação, uma estrutura de sustentação denominada de gaiola, na qual são fixados os mancais dos cilindros e um motor com velocidade controlada para fornecimento da potência necessária ao processo (fig.7.6). Pelos altos esforços desenvolvidos durante a laminação, com valores que podem chegar a milhares de toneladas, a estrutura do Jaminador deve ser suficientemente robusta para suportar os esforços do processo sem sofrer deformações plásticas consideráveis que venham a comprometer a qualidade o produto. As pequenas deformações elásticas sofridas pelo conjunto compõem o chamado molejo do laminador e serão consideradas mais adiante. Caixado | nsmissão | Figura 7.6 Componentes básicos de um laminador. Os laminadores são normalmente classificados pelo número de rolos ou cilindros e pela forma como são arranjados na gaiola. O tipo mais simples de laminador, constituído por apenas dois rolos, é o laminador duo (fig. 7.7). Neste laminador, os rolos giram somente num único sentido e o material, após a redução, pode retornar para reduções posteriores através de calhas transportadoras que trabalham paralelamente ao laminador. Figura 7.7- Representação esquemática de um laminador duo 196 Para aumentar um pouco a produtividade, alguns destes laminadores são dotados de motores que giram nos dois sentidos, possibilitando ao material ser laminado em movimentos para frente e para trás (duo reversível). Estes dois tipos de laminadores são limitados a pequenos esforços, uma vez que os cilindros apoiados apenas nos mancais tendem a ser deformar por flexão, gerando geometrias defeituosas que comprometem a qualidade do laminado, principalmente dos laminados planos. Uma alternativa ao laminador de dois cilindros é o laminador trio, constituído por três rolos, conforme mostrado na figura 7.8. Neste laminador, apenas os rolos superior e inferior são motorizados, enquanto que o rolo intermediário gira por fricção. A flexão sofrida pelos rolos neste tipo de laminador, embora seja menor do que no laminador de dois rolos, ainda é considerável quando grandes reduções são impostas ao material. Figura 7.8- Representação esquemática de um laminador trio O laminador trio é empregado principalmente na área de desbaste, onde o pequeno comprimento do lingote justifica a passagem em ida e volta do material em processo. Em grandes reduções, um grande esforço é desenvolvido no laminador e o empuxo (reação) produzido pelo material pode flexionar os rolos (fig. 7.9), gerando um produto defeituoso por falta de planicidade; além de comprometer a vida útil dos mancais. Como alternativa para o problema da flexão, usa-se um laminador quádruo, onde os dois rolos menores são motorizados e apoiados por rolos de grandes diâmetros e resistência. 197 6ce Reação nos N o / mancais Figura 7.9- Flexão produzida pelo empuxo do material sobre os rolos O laminador quádruo, mostrado na figura 7.10, é bastante versátil e se aplica a qualquer uma das etapas da laminação, dependendo do produto que está sendo laminado. Figura 7.10- Representação esquemática de um laminador quádruo. Este laminador pode ser empregado tanto na laminação a quente quanto na laminação a frio. Em ligas não-ferrosas como as de alumínio, por exemplo, o laminador quádruo pode ser empregado para fazer as primeiras reduções a frio em materiais pós-caster, num processo equivalente ao desbaste na laminação a quente de ligas ferrosas. Para o caso da laminação de materiais com alta resistência, a flexão do rolo tende a ser obliqua em relação ao plano de laminação. Neste caso apenas um rolo de apoio, superior e inferior como no laminador quádruo, não resolverá o problema de planicidade. Para estes casos de esforços elevados, é recomendado um laminador agrupado (fig 7.11), para conter o empuxo que se desvia significativamente da direção normal ao plano de laminação. 198 Figura 7.11- Representação esquemática de um laminador agrupado Existem outros tipos de laminadores a considerar como aqueles que são empregados na produção de barras, perfis, tarugos e vergalhões: os chamados laminados não-planos (fig. 7.12). Figura 7.12- Laminadores para perfis especiais Os rolos laminadores são desenhados de modo a reproduzir seções de geometrias complexas no laminado, semelhantemente ao que ocorreria num processo de conformação em matriz fechada. o escoamento do metal se dá tanto no sentido longitudinal (da laminação) quanto no sentido transversal, preenchendo as cavidades do rolo. Na figura 7.12 vê-se três rolos para produção de perfis em “TP”, perfis de seção quadrada e para perfis ou vergalhões de seção circular. Evidentemente, para se produzir um perfil de seção complexa as condições reológicas devem ser analisadas previamente para se estabelecer um sequenciamento adequado de passes. Normalmente, vários passes são necessários para que a seção do laminado vá se formando gradativamente, evitando-se os defeitos de má formação (preenchimento) do perfil devido à rapidez do processo. Quanto mais complexa for a seção do perfil maior deve ser o número de passes. 199 0€c 7.3 Controle de Laminadores A reação (empuxo) produzida pelo material durante a laminação produz uma deformação elástica na estrutura do laminador. Durante o processo, esta deformação, denominada de molejo do laminador, deve ser compensada para que O produto laminado mantenha-se dentro das especificações na seqiiência de passes. A compensação do molejo em cada gaiola é feita por um servo-mecanismo assistido por computador que abre ou fecha os rolos, de acordo com as informações recebidas. Curva Plástica EA SA EA mr ho Figura 7.13- Molejo de um laminador: curvas plástica e elástica. Para o monitoramento, o sistema de controle do laminador utiliza calibradores eletrônicos de espessura como sensores de proximidade (indutivos ou capacitivos), sensores a infravermelho, de raios-x etc. Estes sensores são capazes de detectar, em tempo real, variações de espessuras na escala nanométrica. Vamos considerar uma chapa de espessura ho sendo deformada por laminação. A curva plástica relativa à deformação do material tem um formato em “s”, semelhantemente à curva de um ensaio de compressão. À medida que a carga P aumenta a espessura final hy diminui. A curva elástica, na realidade uma reta, representa a deformação elástica sofrida pelo laminador devido à reação do material (empuxo) sobre os rolos. Este empuxo produz uma deformação ó que, somada à abertura inicial dos rolos A;, modifica a redução na espessura para hy Pela figura 7.13 observa-se que a espessura final do laminado é dada por: h; = At É Suponhamos agora que, por um problema qualquer, a tensão de escoamento do material tenha aumentado repentinamente. A curva 200 plástica deve então se modificar (fig. 7.14), considerando-se o aumento de esforços dl hy ho H- 4 he hp ho Figura 7.14- Molejo de um laminador: variação da tensão de og". O deslocamento da curva plástica para direita é uma consegiiência do aumento da tensão de escoamento. Este aumento na resistência do material provoca um aumento na deformação elástica do laminador, fazendo com que a espessura final A, fique maior do que a espessura especificada A. Apesar da menor deformação sofrida pelo material, o aumento na tensão de escoamento provoca um aumento do empuxo (fig. 7.14), de modo que a carga de laminação passa de P, para P,'. O sistema de monitoramento, percebendo a maior espessura do laminado, fecha os rolos para uma abertura Ar, de modo que a espessura especificada seja preservada. Assim, o empuxo resultante do fechamento dos rolos eleva a carga de laminação para P, Esta nova situação de abertura deve perdurar, até que a tensão de escoamento volte ao seu valor normal. A partir de então, a condição de abertura anterior volta a ser restabelecida. Suponhamos agora que, ao invés do aumento na tensão de escoamento, o material da condição anterior (fig. 7.13) sofresse um aumento repentino na sua temperatura. Quais seriam as consequências para a espessura final do laminado? Quais providências deveriam ser tomadas pelo sistema de monitoramento para compensar o molejo do laminador? 7.4 Aspectos Geométricos da laminação O valor da reação do material sobre os rolos (empuxo) laminadores depende fundamentalmente de parâmetros geométricos 201 Lee A figura 7.20 nos mostra que a tração avante, produzida pelo puxamento do bobinador, desloca o ponto neutro para entrada dos rolos, fiminuindo a carga de laminação. A diminuição da carga se justifica, qualitativamente, pela redução da área de contato do material com o rolo, sausada pela tendência à estricção durante o puxamento. Por outro lado, a ração a ré produzida pelo desbobinador empurra o material contra o 'aminador, deslocando o ponto neutro para a saída dos rolos. Assim, a irea disponível ao puxamento do material cresce, diminuindo a tensão tisalhante (f4) necessária ao processo. Como f, = pa; sendo | constante, (px) deve diminuir. Chamamos a atenção para o fato de que a redução de (pr) não é devido unicamente à redução de área. Aspectos dinâmicos ambém devem estar inclusos. De um modo geral, podemos dizer que a tação avante c a ré reduzem a carga de laminação devido à diminuição io escorregamento do material entre rolos. O aumento de velocidade entre os rolos acarreta uma redução na pressão durante o escoamento do metal. Se aproximarmos a laminação de uma compressão homogênea (ig.7.21) e aplicamos a condição de escoamento, veremos quantitativamente o efeito da aplicação de uma tensão no plano da hminação. o, -0,=0 Eq. 7.9 q —— R ——p Oy Figura 7.21 — Aplicação da tração avante e da tração a ré Na equação 7.9, o, =p (tração a ré) ou o, =G, (tração Avante) e O, =—p; teremos, de acordo com Von Mises p=o;- Eq. 7.10 Pela equação 7.10 percebe-se que quanto maior for a tensão aplicada ao plano de laminação (0;), seja ela avante ou a ré, menor será a pressão sobre os rolos (p) e portanto menor será a carga.(P).De acordo com Von 206 Mises, o menor valor da carga (p) é obtido quando se aplica simultaneamente tração avante e tração a ré (0, = op + ou. Do ponto de vista dinâmico pode-se dizer que a condição de Von Mises está para o escoamento em processos de conformação mecânica, assim como a condição de Bernoulli está para o escoamento de fluidos newtonianos. A pressão será máxima onde a velocidade de escoamento for minima e vice-versa. 7.7 Taxa de Deformação na Laminação A taxa de deformação nos processos de laminação é variável, uma vez que a velocidade vertical (v,) depende do ângulo sobre o arco de contato do rolo com o material. Por uma questão de simplificação, tomaremos o ângulo complementar cao invés de O (fig. 7.27). Vr=vrcosa com vr- contínua no Ent. ; intervalo q) < a<90º vv, Saída Figura 7.22 — A taxa de deformação na laminação é uma variável. . Sendo a taxa de deformação dada pela razão entre a velocidade vertical (v,) e a altura (h), podemos escrever: o 2y; Eis, Cosa Eq. 7.11 / Considerando-se que = = f(c) é uma função contínua no intervalo entre a” e a”, seu valor médio pode ser determinado pelo teorema do valor médio. 1º Em =-—— Jeda Eq. 7.12 na! é 207 vec Substituindo-se a equação 7.11 na equação 7.12 teremos Eq. 7.13 Considerando-se que a" é igual a 90º, após a integração da equação Tl o valor médio da taxa de deformação será igual a E 1 2v, Aa h Eq. 7.14 7.8 Estimativa de Esforços no Processo de Laminação A determinação de esforços nos processos de laminação é extremamente complexa, conforme foi visto no capítulo HI 8 3.4. Resultados precisos para a equação 3.92 só podem ser obtidos por processos numéricos (MEVF). Entretanto, para uma tomada de decisão, como a seleção de um equipamento para realizar um determinado passe, um cálculo estimado pode ser feito rapidamente no próprio chão de fábrica. Para isto, é suficiente considerar-se o fato de que o diâmetro dos cilindros é muito maior que a redução de espessura (D >> 4h) e, portanto, a laminação entre rolos pode ser considerada como uma compressão homogênea entre placas planas. Assim, a carga de laminação pode ser expressa pelo valor médio da função p(x), dado pela equação Ts. 12 fplda Eq. 7.15 0 A Po AL Na equação 7.15, (x) é a direção de laminação e p(x) o valor local da tensão de laminação que é dada pela equação 7.16. 2H Lo | Des = To XP) Fi Pp =X 208 7.9 Defeitos de Laminação Os principais defeitos dos produtos laminados têm origem na matéria prima ou são produzidos por tensões induzidas durante a laminação. Defeitos na matéria prima como bolhas ou fissuras no lingote não constituem problemas uma vez que tendem a ser eliminados durante a deformação a quente ainda na operação de desbaste. As impurezas, sejam elas introduzidas ou provenientes da produção do lingote (partículas de segunda fase) podem gerar defeitos que se propagam e amplificam-se ao longo do processo, comprometendo a integridade do laminado. Em algumas ligas de alumínio utilizadas na fabricação de folhas finas, por exemplo, este problema tende a se tornar ainda mais crítico. Fases excessivamente duras, com a alfa hexagonal (AlsFe, Si), tornam-se incompatíveis com a matriz, uma vez que não se deformam durante a laminação. Durante a deformação, trincas são nucleadas na interface incoerente matriz-partícula e se propagam até a fratura total do laminado (rasgamento da folha). Excluindo-se estas poucas exceções, podemos dizer que os defeitos oriundos das matérias primas estão cada vez mais difíceis de ocorrer na indústria. A solidificação corrtrolada no lingotamento contínuo deu bastante confiabilidade ao processo, de modo que a matéria prima normalmente não apresenta defeitos. Por outro lado, ao longo do processo, alguns defeitos associados à geometria podem surgir. Nos laminados planos os defeitos devido ao molejo ou flexão dos rolos tendem a ser ainda mais graves, conforme veremos adiante. As tensões residuais, quando elevadas, são as grandes responsáveis pelos defeitos produzidos durante o processo de laminação a frio. A condição final do laminado depende, portanto, destas tensões residuais que são, normalmente, associadas à fatores geométricos como Lp/ho, Wo/ho e Ah/ho que delimitam as áreas de fluxo restringido. Nestas relações, wo € ho são, respectivamente, a largura e a altura iniciais do laminado. Quando a razão entre o comprimento de arco de contato Lp e a altura ho for inferior a 0,60, as tensões residuais, transversais e longitudinais tomam o aspecto mostrado na figura 7.23. Analisando-se a seção transversal verifica-se que a profundidade de deformação não atinge a região central do laminado. O escoamento nesta seção localiza-se apenas nas regiões adjacentes às áreas de contato do material com os rolos (áreas de fluxo restringido). 209 sec Áreas de fluxo Figura 7.23 — Escoamento e tensões induzidas após a laminação. Nestas áreas de contato, o atrito produzido entre o material e o tolo restringe significativamente o fluxo. Portanto, após a laminação, surgirão tensões trativas nas regiões que não se deformaram (centro da tarra e superfície) e tensões compressivas nas regiões adjacentes às áreas de fluxo restringido. Todas as considerações feitas para a seção transversal são válidas para a seção longitudinal. Entretanto, como o espalhamento do material é significativamente maior na direção Jongitudinal, os gradientes de deformação nesta seção serão mais intensos do que na seção transversal e, conseqientemente, as tensões residuais também serão mais intensas. Em casos críticos, depois de sucessivos Passes, poderá surgir uma falha do tipo rabo de peixe que se origina na região central do plano de laminação, conforme será descrita adiante. Consideremos agora o caso no qual a razão entre o comprimento de arco de contato Lp e a altura ho seja superior a 0,65, onde as tensões residuais, transversais e longitudinais tomam o aspecto mostrado na figura 7.24. Quando a razão Lp/hy é superior a 0,65, a deformação torna- se mais homogênea, de modo que toda a seção do laminado sofre seus efeitos. De modo análogo ao caso anterior, apenas as regiões de fluxo restringido apresentam um limitado escoamento do material (espalhamento) devido ao atrito. E mesmo nestes casos, onde a não- uniformidade das tensões e não-homogeneidade da deformação não são críticas, após sucessivos passes de laminação, poderão surgir tensões residuais consideráveis. Nas regiões que se deformam menos ou praticamente não se deformaram (superfície da barra) aparecerão tensões residuais trativas e, nas regiões adjacentes às áreas de fluxo restringido, aparecerão tensões residuais compressivas. 210 Ee igura 7.24 — Defeitos produzidos durante o processo de laminação. Estas considerações são válidas para as seções transversal e longitudinal, conforme já foi ilustrado na figura 7.24. Observe ainda nesta figura que, para a direção normal ao plano de laminação da chapa, as tensões residuais são sempre trativas, para qualquer que seja a seção considerada. Vejamos agora os casos nos quais os defeitos de laminação são produzidos por flexão dos rolos. Se a flecha for produzida pela reação do material sobre o rolo (positiva), a região central será menos deformada, de modo que o estiramento nesta região da chapa será menor que o estiramento lateral, conforme está ilustrado esquematicamente na figura 7.25. Adotando-se como princípio o fato de que as regiões que estiram mais tendem a se contrair após a deformação, podemos justificar o enrugamento lateral sofrido pela chapa laminada nestas condições pelas tensões compressivas nas bordas e trativas na região central. Para o caso de passos sucessivos de laminação a frio com uma flecha positiva, poderão ocorrer pequenas trincas na região central do laminado, sempre que a tensão de ruptura for ultrapassada nestas regiões, ainda durante a laminação. Após o processo, as tensões compressivas das bordas da chapa contribuirão para fechar as trincas da região central. Trincas fechadas por tensões residuais comprossivas Figura 7.25 Defeitos produzidos por flexão positiva dos rolos. 211 ec Figura 729 — Aspectos Figura 730 — Aspectos cristalográficos da frente de macroscópicos da frente de solidificação. solidificação Nos cristais CFC, a interface sólido-líquido tende a ser paralela a uma das faces do cubo devido ao fator de acomodação. Neste tipo de estrutura cristalina o crescimento dendrítico ocorre normalmente segundo a direção [100]. Assim, os primeiros cristais nucleados têm uma de suas faces tangenciando o rolo, tal como sugerido na figura 7.29. Estas direções [100] dos primeiros cristais formados condicionam todo o crescimento dendrítico. Assim, o direcionamento colunar tende a formar um ângulo B com o eixo da placa e, conforme está sugerido na figura 7.30, quanto maior for a espessura da chapa, menor será o angulo 3. Por outro lado, o puxamento produzido pelos rolos na parte sólida da placa repercute na frente de solidificação, principalmente nas regiões medianas. As tensões devido ao puxamento tendem a acomodar, nesta região, os planos compactos (111) dos cristais sólidos da frente de solidificação, paralelamente à placa em formação, segundo a direção [110]. Como esta não é uma direção favorável ao crescimento, devido tanto aos gradientes térmicos quanto ao fator de acomodação, a frente de solidificação tem seu crescimento retardado nesta região mediana, provocando o recuo (d) em relação as partes da entrada dos rolos. Admitindo-se que a frente de solidificação é estacionária, relativamente aos eixos dos cilindros, pode se dizer que os cristais dendríticos formados na posição 1, ao migrarem para posição 2 fragmentam-se para acomodar a nova condição de crescimento na frente de solidificação e absorver os esforços compressivos. 216 EXERCÍCIOS PROPOSTOS 1- Quais parâmetros de laminação condicionam a redução de espessura, por passe, do laminado? 2- Qual a importância do diâmetro dos cilindros para a carga de laminação? 3- Descreva o molejo de um laminador cujas condições de atrito são reduzidas durante um processo. 4- Em uma cadeira de laminação, um determinado material é reduzido de uma espessura h, para h. Se, de repente, houvesse um problema elétrico de modo que a rotação dos cilindros fosse aumentada, que providências o sistema de monitoramento deveria tomar para que a espessura final do produto laminado não fosse modificada? 5- Justifique a redução de carga de laminação por aplicação das trações avante e a ré num laminador. 6- Que modificações seriam produzidas no molejo de um laminador, se fosse introduzida, repentinamente, uma tração a ré no equipamento? Neste caso, quais providências devem ser tomadas para preservação da espessura no laminado? 7- Como podemos justificar uma fratura do tipo rabo de peixe em um laminado? 8- Qual a importância do ponto neutro para o cálculo da taxa de deformação? 9- Por quê são fabricados laminadores com arranjos complexos de rolos, tal com mostrado na figura 7.11. 10- Utilizando a teoria simplificada de laminação trace gráficos das curvas da variação da carga de laminação com o diâmetro dos cilindros e com o coeficiente de atrito. 217 6ec Referências Bibliográficas GEORGE E. DIETER - Metalurgia mecânica — Ed. Guanabara dois, 1982. H. HELMAN, P. R. CETLIN - Fundamentos da conformação mecânica dos metais — Ed. Guanabara dois, 1986. J. M. MEYERS, K. K. CHAWLA - Princ Ed. Edgard Blucher, 1982. os da metalurgia mecânica METALS HANDBOOK - Forming and Forging, Vol. 14; ASM 9º edition, 1996. METALS HANDBOOK — Mechanical Testing, Vol. 8; ASM 9º edition, 1996. HTTP//WWW.CIMM.COM.BR/materialdidatico — Conformação + Laminação. HTT?P:/OCW.MIT.EDU/OcwWeb/Mechanical-Engineering/ index.htm —» Plastic Deformation, Metals Forming. R. A. SANGUINETTI FERREIRA, F. SIDNEY SILVA, M. G. BURGER, F. G. RIBEIRO FREITAS - Decomposição Isotérmica da Liga AA 8023 Obtida pelo Processo Roll Caster - 53º Congresso anual da ABM, em CD ROM, 1998. 218 CONFORMAÇÃO DE CHAPAS 8.1 Introdução A fabricação de peças produzidas a partir de uma chapa fina, em uma ou mais etapas, é denominada de estampagem ou conformação de chapas. Conforme será visto ao longo deste capítulo, as peças de perfis variados podem ser fabricadas por diferentes processos mas originam-se, comumente, de um elemento primário (blank) com geometria específica (desenho), para facilitar e garantir a completa execução. O blank ideal é aquele que não gera refugos após a conformação e pode ter qualquer forma como ilustra a figura 8.1. (a) Figura 8.1 Peças conformadas a partir de blanks com diferentes geometrias: a-) calha curva a partir de um setor circular; b-) Vaso a partir de um disco circular. 219 [044 Nos processos de conformação de chapas, a peça é produzida através de dobramentos e estiramentos sucessivos (fig 8.2), gerando esforços trativos e compressivos em todos os seus elementos de volume, nas três direções principais. Anel fixador —» Dobramento Chapa — >> — dates A 444, Matrii 7 . Mirror; «— Estiramento / Ne Figura 8.2 Estiramentos e dobramentos na conformação (embutimento). As tensões que atuam no elemento de volume retirado de uma peça conformada no sentido do eixo de acionamento da máquina está mostrada na figura 8.3. Durante a operação de conformação, as tensões radial, circunferencial e normal atuam diferentemente em cada uma das três regiões da peça, conforme ilustrado nos elementos de volume da fig. 8.3. Região 1 Radial — Trativa; Circunferencial - Compressiva; Normal — Compressiva. Região 2 Radial (longitudinal) — Trativa; Circunferencial - Compressiva; Normal — Compressiva. Região 3 Radial — Trativa; Circunferencial - Trativa; ' Normal - Compressiva. Figura 83 Tensões que atuam no elemento durante o processo de conformação nas diferentes regiões. As tensões radiais, em todos os setores do vaso conformado (embutido), são sempre trativas, salvo na região dobrada, que sofre uma 220 inversão na parte infercior à linha neutra. Durante a operção, o material é dobrado na borda matriz (entre os setores 1 e 2) e em seguida é estirado (setor 2). Por outro lado, as tensões circuferenciais nos setores 1 e 2 normalmente são compressivas. Os círculos concêntricos que vão da borda até o diâmetro interno do vaso passam a ter o mesmo diâmetro no final da operação; e é esta redução que justifica a tendência ao enrugamento nestes dois setores. Os recursos utilizados para compensar o enrugamento destes setores (paredes) do vaso serão discutidos na seção 8.3.4. Quanto as tensões normais à chapa, em qualquer que seja o setor considerado, elas são sempre compressivas. No setor 1, o esfoço de compressão é exercido pelo anel de fixação da chapa à matriz e nos setores 2 e 3 pelo próprio punção. 8.2 Operações unitárias para conformação de chapas 8.2.1 Corte O corte é uma operação normalmente usada para preparação de blanks. Nesta operação unitária, a chapa é fixada na entrada da matriz pelo fixador e em seguida sofre a ação do punção para realizar o corte por cisalhamento. A matriz deve ter o furo com o desenho do blank e suas arestas ter canto vivo para facilitar o cisalhamento. A folga entre matriz e punção depende da espessura da chapa, embora a tensão de cisalhamento também tenha influência. Quando a folga é muito grande, a chapa tende a dobrar-se sobre a borda da matriz e estirar até romper. Neste caso o esforço de corte eleva-se significatimante considerando-se que a ruptura se dará por esforços trativos com o = 21. Por outro lado, a folga entre a matriz c o punção também não pode ser muito pequena pois corre-se o risco de quebrar a matiz. Consideremos, como exemplo, que o rompimento por cisalhamento de uma se dê numa direção a, em relação à direção normal; onde este ângulo a depende sobretudo das condições de anisotroria da chapa. Se a chapa fosse monocristalina a seria próximo a 45º, A folga sendo pequena, a direção da fratura poderá não incidir sobre a aresta cortante e sim sobre a parte maciça do bloco da matriz. Dependendo de quanto a direção da fratura foi desviada em relação à borda da matriz e do valor da componente compressiva do punção, as ferramentas matriz e punção poderão ser danificados durante o corte. Para evitar problemas desta natureza, recomenda-se que a folga seja ajustada entre 0,1 e 0,2e; sendo (e) a espessura da chapa. 24 Lyc Nommalmente, durante o dobramento, a linha neutra tende a se deslocar para baixo, ou seja para zona de cargas compressivas. Ex Região Deformada Elasticamente Deformadas Plasticamente Figura 8.11 Gradiente de deformação produzido pelo dobramento. Quanto maior for o deslocamento da linha neutra para baixo menor será o efeito mola e isto se justifica pelo fato do dobramento ser realizado majoritariamente por tensões trativas, aproximando-se de um estiramento, onde o gradiente de tensões é reduzindo. 8.2.2.2 Esforços no Dobramento O dobramento se caracteriza pela não-uniformidade e não- homogeneidade da deformação. Conforme foi visto anteriormente, num segmento de chapa dobrada, os valores da tensão e da deformação são dependentes da posição em relação à linha neutra. Uma abordagem teórica sobre os esforços de dobramento pode ser feita analiticamente, com base na teoria da elasticidade, ou numericamente, com base no método dos elementos finitos. As soluções analíticas podem ser empregadas em casos simples, onde a incerteza nunca é inferior a 5%. Para o equacionamento do dobramento elástico, algumas considerações devem ser feitas para que os resultados sejam - satisfatórios. Independentemente do dobramento elástico ser realizado a três ou a quatro pontos, considera-se que o cisalhamento circunferencial é nulo e que todas as seções, planas e perpendiculares, assim permanecem após o dobramento, que as fibras longitudinais permanecem com arcos circulares concêntricos e, finalmente, que o estado de tensões é unidimensional. 226 Figura 8.12 Dobramento elástico de uma chapa plana De acordo com a teoria da elasticidade. e a ela + O momento (M) na seção transversal (4) para produzir o dobramento é dado pela equação 8.2 ' M=-[(o,da) Eq. 82 A curvatura produzida pelo dobramento em relação à li i ' ação à link raio (Rw) dado pela equação 8.3 ha neutra tem z Eq. 8.3 Na equação 83, (E) é o módulo de elasticidade do material e (17) é o momento de inércia na direção (z), normal à seção longitudinal. O valor máximo da tensão na direção x é dada pela equação 8.4. My = Eq. 8.4 Para o dobramento do tipo elástico-plástico, o mais comumente encontrado na operações unitárias de conformação de chapas, as considerações anteriores tornam-se inconsistentes. Para esta nova condição, o dobramento não pode ser considerado unidirecional, uma vez que a linha neutra se desloca e a seção transversal tem sua es essura reduzida. Portanto, uma formulação analítica que forneça resiltados precisos das tensões nas direções x e y não existem. Se o dobramento é 227 bre do tipo plástico (puro) as condições dinâmicas também são extremamente complexas e os esforços só podem ser determinados numericamente. 8.2.3 Estiramento O estiramento é a operação usada para produção de peças com curvaturas de raio variado ou peças de dupla curvatura como nos perfis acrodinâmicos. E Bloco de Modelar Figura 8.13 Dobramento produzido por estiramento. Neste processo, o material é estirado sobre um bloco de modelar, onde a chapa é presa pelas extremidades e o bloco é acionado para cima, gerando tensões unicamente trativas (o) ao longo da seção longitudinal. Sendo a chapa deformada por tensões trativas e por apresentar gradientes mais uniformes, o efeito mola torna-se praticamente inexistente neste processo. Os esforços necessários ao estiramento podem ser estimados em função do valor médio da tensão. Como ox=f(y), podemos escrever que as Y Ox a: Ldy Eq. 8.5 a õ Na equação acima, (L) é a largura da chapa e () sua altura. Para resolução da equação 8..5, uma função de (g), semelhantemente a lei potencial, deve ser procurada. 228 8.3 Processos de Conformação de Chapas 8.3.1 Repuxamento O repuxamento é o mais simples dos processos de conformação de chapas empregados para produção de peças de simetria circular. Antenas parabólicas, calotas, fundos de cilindros de gases ou tanques de pressão são alguns dos produtos que podem ser produzidos por repuxamento. Ferramenta *— Chapa Bloco de modelar Figura 8.14 Repuxamento para produção de peças simétrica. Neste processo, o blank é fixo a um bloco de modelar giratório, conforme ilustrado na figura 8.14. Depois de fixo, uma ferramenta é pressionada contra a chapa que, ao girar, vai se moldando gradualmente à geometria do bloco. Embora o repuxamento possa ser desenvolvido num equipamento éspecífico, em pequenas oficinas costumam-se usar tornos mecânicos como equipamentos para produção de peças repuxadas. O bloco de modelar é fixo à placa do torno, a contra-ponta serve como elemento de fixação e o porta-ferramentas serve para fixar a ferramenta de modelar. Independentemente do equipamento empregado, torno mecânico ou repuxador, o processo de repuxamento caracteriza-se pela baixa produtividade. As grandes indústrias tradicionalmente produzem embutidos em prensas mecânicas ou hidráulicas que possibilitam a automação do processo. Ainda assim, o repuxamento é útil e pode ser utilizado para produção de protótipos. 229 Svc 8.3.2 Processo Guerin O processo Guerin constitui-se uma boa alternativa como processo de conformação plástica de chapas, onde é requerida uma uniformidade de pressão (fig. 8.15). As ferramentas tradicionais, matriz € purião, são substituídas por uma almofada de borracha e um bloco de motelar. A almofada de borracha é colocada numa caixa retentora fixada ao junção. Quando uma chapa colocada sobre o bloco de modelar sofre a ação do punção, a almofada exerce sobre ele uma pressão quasi- hidtostática, aproximadamente uniforme. Almofada de Borracha Bloco —— de Modelar NS Figura 8.15 Conformação com compressão uniforme.. Dependendo da geometria da peça, um gradiente local de pressão pode ser necessário. Quando forem necessárias pressões locais mais elevadas, ferramentas especiais devem ser usadas para comprimir localmente a almofada, gerando um gradiente de tensão. O processo guerin é bastante difundido na indústria aeronáutica, onde é empregado para a produção de peças rasas que compõem a fuselagem das aeronaves. Algumas peças de flange estirado também podem ser produzidas por este processo. Como a almofada oferece pouca resistência à formação de rugas, as peças de flange contraída devem ser evitadas. 8.3.3 Conformação por explosão A conformação de chapas também pode ser produzida por ondas de choque transmitidas através de um fluido (fig. 8.16). A grande vantagem deste método é a uniformidade das tensões de conformação, agindo como um punção sem atrito. 230 Ft Explosão Ondas - Ai o Choque By Bloco : Modelador E Figura 8.16 Conformação por explosão. Neste processo, o bloco de modelar, a chapa e um explosivo são submersos no fluido (normalmente água) de um tanque ou piscina, conforme a ilustração da figura 8.16. O explosivo, localizado a uma certa distância do bloco, é detonado, gerando ondas de choque que se propagam pelo fluido. Se uma chapa for colocada sobre o molde, ela ot conformada pelas ondas de choque produzidas pela explosão. assuiiiáido a configuração do molde. Durante o processo de conformação todos os pontos da superficie da chapa estarão sujeitos a uma mesma pressão produzida pelas ondas de choque. As variações da pressão hidrostática (BP) com a altura são negligenciáveis, considerando-se o alto valor da distorção (D) produzida pela explosão. 8.3.4 Embutimento ou Estampagem O embutimento ou estampagem é o processo empregado para se transformar chapas planas em peças tridimensionais e profundas, de variadas formas como copos, cápsulas, componentes de fancagem, componentes de carrocerias de automóveis e embalagens metálicas (atas) em geral. Neste processo (fig. 8.17), o blank é fixado por um anel, que exerce uma certa pressão sobre a chapa para evitar a formação de upa Durante a conformação, o metal é submetido a três condições de e ã conforme já foi descrito na seção 8.1 e detalhado nas figuras 8.2 e83. 231 9vc evitando-se as marcações por ranhuras (riscos) para não gerar concentradores de tensão. Em seguida, deforma-se a chapa nas duas direções (E; e £,) até o ponto de ruptura (rasgamento). Os valores das deformações são medidos em função do aumento relativo das dimensões do circulo (linha cheia) que passa a ter uma forma elíptica (linha da). Considerando-se que as deformações nas duas direções (x,y) foram produzidas por esforços trativos, a combinação de todos os pontos (EwEy) gera a curva de Keeler que separa a região de falha da região segura. Esta curva (fig. 8.19) mostra que se uma deformação biaxial for produzida, gerando uma combinação de valores (Ex, E) à chapa poderá ser embutida nestas mesmas condições (ponto B), sem nenhuma falha mecânica. pontilha E(%) pre eh) ' Eu Figura 8.19 Diagrama limite de conformação de Keller-Goodwin Entretanto, se a deformação biaxial produzir a combinação de valores com deformação (£,, Ei), à chapa não poderá ser embutida, nestas mesmas condições (ponto A), pois haverá falha mecânica (ruptura). É preciso considerar-se ainda que se as deformações nas duas direções (x,y) forem produzidas por esforços trativos e compressivos, a combinação de todos os pontos (Ex-Ey) gera a curva de Goodwin que separa a região de falha da região segura, conforme está mostrado no lado esquerdo do diagrama da figura 8.19. O conjunto formado pelas duas 236 curvas (lado direito e esquerdo) gera o diagrama limite de conf ã que também é conhecido como diagrama de Keeler-Goodwin roma recado Ra dE e Geles Guediin, pode-se afirmar que a ser observado neste diagrama o o oh pi eo unidirecional na direção x) gera o menor al de PES q a medida em que a biaxialidade (e, e») é instaurada, os valores a resistência à fratura aumentam e vão crescendo com o ERG de E E ONA a deformação secundária (£,) for produzida por Seios FORT os, O crescimento da curva será mais rápido. Para aa e neo principal (Em), o material suportará, na direção pa pa ação compressiva muito maior (em módulo) que 237 6vc EXERCÍCIOS PROPOSTOS 1- Como podemos justificar o efeito mola, sempre presente, nos processos de conformação de chapas? 2- Deseja-se fabricar por conformação plástica capacetes industriais de alumínio. Você terá que escolher um (ou mais) processo(s) que viabilize(m) a fabricação desta peça, a partir da matéria prima disponível, levando em conta seus aspectos técnicos e econômicos. Você terá, ainda, que descrever toda a fundamentação mecânica e metalúrgica inerente ao(s) processo(s). Matéria prima: Liga de Alumínio AA 8023 fornecida em chapa com espessura de 5,15 mm e largura de 1500 mm.. Estado de fornecimento da matéria prima : "Castel Bruto de solidificação em Observação: Se você acha que algum tratamento térmico, intermediário ou posterior, é necessário, cite-o apenas, sem fazer comentários. Detenha- se nos seus objetivos que são os processos de conformação plástica. 238 Referências Bibliográficas GEORGE E. DIE - alurgi âni 3 do DIETER - Metalurgia mecânica — Ed. Guanabara dois, H. HELMAN, P. R. CETLIN - Fundamentos d: ã MAN, Z a conf ã âni dos metais — Ed. Guanabara dois, 1986. + Com ommAção mesênica J. M. MEYERS, K. K.:CHAWLA - Princí d: i âni DA Ega lcd, E incípios da metalurgia mecânica METALS HANDBOOK - Forming and Forgi edition, 1996. g and Forging, Vol. 14; ASM 9º Fe HANDBOOK — Mechanical Testing, Vol. 8; ASM edition, HTTP//WWW.CIMM.COM.BR/materialdidati ã Conformação de Chapas visa > Gonformação + HTTP://OCW.MIT.EDU/OcwWeb/Mechanical-Engi j à ' -Engine: / — Plastic Deformation, Metals Forming Eineering/ | index.htm 239 osc Bibliografia Complementar Capítulo 1 1. D. VERIIOEVEN - Fundamentals of Physical Metallurgy — Ed. John Willey & Sons, New York 1975. 3. F. SHACKELFORD - Introduction to Material Science for Engineers — 5 th Edition, Prentice Hall, New Jersey 2000. 1. M. MEYERS, K. K. CHAWLA - Princípios da metalurgia mecânica Ed. Edgard Blucher, 1982. 7. WILLIAMS CHRISTIAN, B. S. HICKMAN & D. H. LESLIE - Metallurgical Transactions vol. 2 fev. 1971, pp. 477-484. M. OHRING - Engineering Materials Science — Academic Press, New York, 1995 x a : th P. HAASEN — Physical Metallurgy — Cambridge University Press, 3 on, UK, 1996. e R. A. SANGUINETTI FERREIRA, F. G. RIBEIRO FREITAS AND E. P. ROCHA LIMA - Scripta Materialia, Vol. 43 n 10, pp. 929-934, october 2000. ROBERT E. REED-HILL - Princípios de Metalurgia Física — Guanabara Dois, Segunda edição, Rio de Janeiro, 1983; WILLIAM D. CALLISTER JR. — Materials Science and Engineering, An Introduction, Ed. John Willey & Sons, New York, 2000. HTTP://OCW.MIT.BDU/Ocw Web/Materails-Science-Engineering/ index htm — Physical Metallurgy 240 Capítulo 2 B. D. WILLIAMS — Pratical Analitical Electron Microscopy in Material Science, Ed. Verlag Chimie International, USA 1984. D. B. CULLITY — Elements of X-Ray Difraction, Addison-Wesley Publishing Company, INC; second edition, Indiana-USA, 1978. J. D. VERHOEVEN - Fundamentals of Physical Metallurgy — Ed. John Willey & Sons, New York 1975. J. F, SHACKELFORD - Introduction to Material Science for Engineers — n, Prentice Hall, New Jersey 2000. J. M. MEYERS, K. K. CHAWLA - Princípios da metalurgia mecânica Ed. Edgard Blucher, 1982. M. OHRING — Engineering Materials Science Ed. Academic Press, New York, 1995 P. HAASEN — Physical Metallurgy — Cambridge University Press, 3% edition, UK, 1996. R. E. REED-HILL - Princípios de metalurgia física — Ed. Guanabara dois. 1986. HTTP://OCW.MIT.EDU/OcwWeb/Materails-Science-Engineering/ index.htm — Physical Metallurgy Capítulo 3 ALEXANDRE MENDELSON - Plasticity: theory and application — Ed. MacMillan Co, 1968. GEORGE E. DIETER - Metalurgia mecânica — Ed. Guanabara dois, 1982. G. W. ROWE, C. E. N. STURGESS, P. HARLEY, [. PILLINGER — Finite Element, Plasticity and Metal forming Analysis - Ed. Cambridge University Press, 1991. 241 Le 89 ro da OLITTASSIS JA VXVID NOD OdVIHPIANT "UmoL'o da VaNssadsa WOD AL OSy- er €9 To 19 09 09 09 9º 9s ss se ss Es Es Es Ts IS Lp Ly Lb 4 LE ma OVÍVINHOINOD SOdV SD SON SVAILSO SVINLTV Sy TILNI OVÔVAVANOD —ot'c OINJAISITOW iv OSMOT IVS OTTO NOD OQVIIRIANT TUNIOL'O JA VENSSAdSI NOD LOS = pI ILNVOIIN ENT NAS "Wmo/'o aa VANSSAdSI INDO 0TO1 LNHV Oy - cr ILNVOIRIINA NAS 'uuo/'o aa VANSSAdSI NOD ALOSV —- TIS AINVOLRIAMT NAS “Umg6o dq VHNSSASA NOD ALOSY - IS CT AA OVÍVNINHALHA - I'S 15 SOdVYITASTA - S TO VAIND VA OLNTINVINVATT — OBôcoyLIQnT os mmg/'o RINSSadST AQ OTOL INV 05y OUAPIQUOIN 9Ç OI) INSSIA 2C] PXRIO OD OpRSy ur UINiQ LO eIASSadST ad 1 05y — OSMOT AV'S OQ OZ OpeotttanT “wo, 'Q emssadsa aq dj 05y — AUPOYHQNT UG UMUO/'Q EINSSOdST Ad AI 05 — ORBoLLIQNT AS “UMO6:O BMSSAdSa ACI AI 05 — 1º UTT OA OVÍVNINHIIAd - Th FIDOTOdOLAR — T+ paia Guiness ass unnco ss aan SOdVZTTILN SOLNINVAINda - Et" SVINANVAIAI — Try VAO TA SORIOO SOM SIVIIALVIA — ['I'p SOLNIRVdINÕA A SIVIMALVIN — "ph TVINTATIAdXI OLNINICADO Ad — + OVÍVINHOINOD JO IAVARAIS - L'p'€ JAVALTEVINHOINOD VA VOISYE ASTTYNV - 9:€ OVÓVINRIO-ANOS JO TLIATI VANOO VC ASTIVNY = se 210 - OVÍVINHOANOO JA ALINIT VAHNO VA OVÍNEISNOO - + pE SIQÍVRHOJIA SVA OVÍIIAR - c'p'g 979 AQ OVÍVNINHILAO VWVA SIVINTINTISAXI SVOINDAL - ThE “OVÓVINHOANOO JO ALINTT VANNO JA OLIZONOD O - 1'+'€ OYVÍVINHOANOD JO ALIAIT SFANNO - dE VTEALVIA OQ SIJAV RIVA - T'E'E OSSIDOYA OA SISAY RIVA - EE SVOTTY LIM SYdYHO da AAVANTIAVA TAVA VIAVIONTOTANI AND STIOLVA - EE SVOTIVLN SYAVHO TA OVÍVWHOINOOD NA OLITHA - TE OYÍVIWHOINOD dA SODISYA SOSSADONA - I'£ VOLIVIDONTAIA OVSIAHA - E SOALLAIÍ TO - T OVÍNdONINI - ORIyINAS V5c xt 06 eamssadsa ap wmg/*Q u1oo sy 05B ap eder e eIzd epogo 979 EP eypoeia — TA 68 BAMSSAdS9 Ap UIIQ6SQ OD WI] 05e ap Eden E espd epogo STD ep eupueia — Id 68 rr CXTO PP WaBuo op sojuod sop sDyjuDid — q oxouy $$ TT NAT OpÍDUIuojad DADA DjuduD 9] DP Ojafoug — ) oxauy LST DTD 2P ojuamnjuDas7 vuvd Djuamwnio Dp ojafosd — g oxouy Se ojuauLtadxo ou sopnZijyn à odmsDAg D sajuaduajad sojuaundinha — y oxouy cs SVILIVADOTTAIA SVIONTIHATA Ig TT SO4ALAS SOHTFAVAL FAVA STQLSIDAS "8 08 STOSNTINOOD —L 8L DTD VA OLNHINVINVAT — T'9 LL SAT SO TALNT OVÍVAVANOO - 9'T'9 LL OINJAIATTOW INSSIZ AQ VXVHD INOD OAVIIMIINT UOLO JA VANSSIASA INOD AI OÍV — OSMOT IVS OTTO WOD OAVIRIANT UML 'O JA VANSSIASI INOD AI OSV — ALNVOHRANT NAS “UUOLO dA VENSSAASA NOD 0701 LNEV OSv NV NT WAS “UUOL'O JA VINSSAASA NOD «II OSV — JLNVOIMANT NAS “UMOS'O JA VINSSISA NOD ALOSV— T'9 9 sL NQT AQ OVÍVNINNALAA — 1º'9 sz SOdVITASTA SO ISTTVNV —9 oz 210 VANDO VC OLNTINVINVATT — T's 69 OVÍVINIOINOD SOdY SÃO SOA VAO VN VANSSASA VA TVNLNIDUAA OLNIINNY O TILNI OVÔVIVAINOD - L'T'S sse x NE “WDADYSDy 40d soisodosd paosd ap sodioo ap SOIDULtO/ sojuas2d — 9T'g DANS] 6. 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