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PROGRAMA DE PÓS PRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA Sávio Sade Tayer Estudo da Influência do Lubrificante na Estampagem de Aço Eletrogalvanizado Orientador: Prof. Dr. Frederico Ozanan Neves. São João del-Rei, dezembro de 2011
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PROGRAMA DE PÓS PRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
Sávio Sade Tayer
Estudo da Influência do Lubrificante na Estampagem de Aço Eletrogalvanizado
Orientador: Prof. Dr. Frederico Ozanan Neves.
São João del-Rei, dezembro de 2011
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Sávio Sade Tayer
Estudo da Influência do Lubrificante na Estampagem de Aço Eletrogalvanizado
Dissertação apresentada ao Curso de Mestrado da Universidade Federal de São João del-Rei, como requisito para a obtenção do título de Mestre em Engenharia Mecânica
Área de Concentração: Materiais e processos de Fabricação
Orientador: Prof. Dr. Frederico Ozanan Neves
Coorientador: Prof. Dr.
São João del Rei, dezembro de 2011
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FICHA CATALOGRÁFICA ELABORADA PELA BIBLIOTECA
L387a
Tayer, Sávio Sade Estudo da Influência do Lubrificante na Estampagem de Aço Eletrogalvanizado / Sávio Sade Tayer: São João del Rei – UFSJ / Departamento de Engenharia Mecânica, 2011. Orientador: Prof. Dr. Frederico Ozanan Neves, Dissertação - Universidade Federal de São João del Rei / DEMEC / PPMEC, 2011. 1. Conformação de materiais. 2. Processos de Fabricação – Dissertação. I. Neves, Frederico Ozanan. II. Universidade Federal de São João del Rei, DEMEC, Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica. III. Título.
Título em Inglês: Study of Influence of Lubricant in Stamping Eletrogalvanized
Steel. Palavras-chave em Inglês: Residual Stress, Interstitial Free Steel, Indentation,
Surface Roughness, Stamping. Área de concentração: Concentração: Materiais e processos de Fabricação. Titulação: Mestrado Banca examinadora: Frederico Ozanan Neves, Fernando Cesar Gentile,
Alysson Helton Santos Bueno. Data da defesa: 22 de dezembro de 2011 Programa de Pós-Graduação: Engenharia Mecânica
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PROGRAMA DE PÓS PRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
Estudo da Influência do Lubrificante na Estampagem de Aço Eletrogalvanizado
Autor: Sávio Sade Tayer Orientador: Prof. Dr. Frederico Ozanan Neves Coorientador: Prof. Dr.
iv
DEDICATÓRIA
Dedico este trabalho a DEUS principio e fim de
todas as coisas, aos meus pais Habib e Judith, a
minha filha Isabella por serem essenciais em
minha vida. E minha namora Elaine pelo
incondicional apoio.
v
AGRADECIMENTOS
A Deus por me dar as bênçãos e a oportunidade de fazer e concluir esta importante
etapa de minha vida.
Agradeço a todos que contribuíram de forma direta para realização deste trabalho
Ao Prof. Dr. Frederico Ozanan Neves, pela orientação, pelos ensinamentos, pela
paciência, por acreditar na realização do trabalho e principalmente por me dar a oportunidade
de engajar no programa de mestrado PPMEC/UFSJ.
Aos Profs. Lincoln Brandão, Durval Uchoa e Alysson Bueno pelas importantes
contribuições a elaboração desta pesquisa.
Á coordenação de Aperfeiçoamento de Pessoal de Nível Superior (CAPES), pela bolsa
que me foi concedida.
Aos amigos e companheiros de jornada Diogo, Francianne, Alessandra, Carlos
Henrique, Robson, Ana Paula, Elifas e Weverson que sempre estiveram comigo e pelo
incentivos a mim dado.
Aos técnicos Camilo, Francisco, Emílio, Tiago, Willian e Luiz pela enorme
contribuição na confecção e ensaios dos corpos de prova.
A empresa FIAT Automóveis por ceder a matéria prima utilizada nos ensaios e seu
laboratório para tomadas de medidas.
A todos os professores docentes do PPMEC/UFSJ pelos ensinamentos, incentivo,
amizade e sugestões.
Agradeço a todos que contribuíram de forma indireta, sendo presentes neste tempo e
complementando minha formação profissional, espiritual e humana.
A minha família Pai e Mãe pelo apoio incondicional.
A minha filha Isabella, pelo apoio e companheirismo.
A minha namorada Elaine, por estar sempre ao meu lado.
vi
Epigrafe
A DEUS, Senhor da criação, que nos deu seu
filho, Jesus, o Cristo,
“Para que todo o que nele crê não pereça, mas
tenha vida eterna”, pois
“O homem não pode receber coisa alguma se do
céu não lhe for dada”
BÍBLIA: João - 3:16 e 3:27
vii
RESUMO
TAYER, S.S. (2011). Estudo da Influência do Lubrificante na Estampagem de Aço
Eletrogalvanizado. Dissertação (Mestrado) – Universidade Federal de São João del Rei, São
João del Rei, 2011.
As Tensões Residuais estão presentes em todos os processos de conformação mecânica.
Estas tensões surgem depois de cessados todos os esforços necessários á fabricação e extintos
os gradientes de temperatura. Nos produtos de Estampagem, muitas falhas ocorrem não pelo
nível de carregamento de serviço, mas da combinação das tensões que frequentemente sugem
durante as operações de fabricação.
Este trabalho teve por objetivo investigar a influência de diversos óleos utilizados como
lubrificantes na estampagem. Corpos de prova de aço eletrogalvanizado IF (Intersticial Free),
foram confeccionados reproduzindo parte da carroceria do Fiat Pálio. Os resultados obtidos
para cada lubrificante foram comparados para avaliar qual o melhor fluído para este processo.
Foram avaliados cinco lubrificantes: óleo mineral industrial próprio para estampagem e
quatro óleos vegetais, a saber: óleo de milho, canola, girassol e soja. Tensões residuais foram
avaliadas através da técnica da difração de raios X e por ensaios de ultra micro indentação. A
rugosidade superficial Ra e Rz do produto foi medida. A resistência á corrosão foi avaliada
através de curvas de polarização e de potencial VS tempo. A resistência das cargas de
estampagem foi medidas para cada lubrificante utilizado.
As medidas efetuadas através do difrator de raios X, ultra micro indentador,
rugosímetro, atuador hidráulico MTS e testes de corrosão demonstraram que os maiores
esforços de dobramento, resultantes no processo de estampagem, exibiram um efeito
significativo na geração das tensões residuais. Isto ocasionou maior comprometimento na
sobre vida média útil das peças. Em relação ao óleo lubrificante utilizado, os resultados
mostraram que não existe um fluido ideal que atenda a todos os requisitos envolvidos. Deve-
se optar por um fluido lubrificante que, em um contexto geral, minimize os efeitos específicos
de cada processo industrial.
Palavras chave: Tensão Residual, Aço Eletrogalvanizado, Indentação, Rugosidade
Superficial, Estampagem.
viii
ABSTRACT
TAYER, S.S. (2011). Study of Influence of Lubricant in Stamping Eletrogalvanized Steel.
Thesis (Master of Science) – Federal University of São João del Rei, São João del Rei, 2011.
Residual stresses are present in all mechanical shaping processes. These tensions appear
after ended all manufacturing inherent efforts and temperature gradients extinction. In deep
drawing products, many failures occur not due to the service load level, but due to the
combination of these tensions that often appear during manufacturing operations.
This work aimed to investigate the influence of several oils used as lubricants in deep
drawing processes. Eletrogalvanized steel IF (Interstitial Free) test specimen were made
reproducing part of Fiat Palio´s body in White. The obtained results for each lubricant were
compared in order to evaluate which one is the best fluid for this process.
Five lubricants were evaluated: deep drawing suitable industrial mineral oil and four
vegetal oils: corn oil, canola oil, sunflower oil and soya oil. Residual stresses were evaluated
through the X-ray diffraction technique and ultra micro indentation test. The Ra and Rz
product superficial roughness was measured. The corrosion resistance was evaluated through
the polarization and potential versus time curves. The deep drawing load resistance was
measured for each used lubricant.
The measurements made by the X-ray diffractor, ultra micro indenter, rugosimeter,
MTS hydraulic actuator and corrosion tests showed that the biggest folding efforts, resulting
from the deep drawing process, exhibited a significant effect on the residual tensions
generation. This has led to a greater commitment on the average part lifetime. Relating to the
used lubricant oil, the results shown that there is no ideal fluid that fulfill all involved
requirements. The choice should be made considering, in a general context, a fluid that
minimizes the effects of each specific industrial process..
Keywords: Residual Stress, Interstitial Free Steel, Indentation, Surface Roughness,
Stamping.
ix
LISTA DE ILUSTRAÇÕES
Figura 2. 1 – Esquema de uma ferramenta de corte, (CHIAVERINI, 1983) ............................ 6
Figura 2. 2 – Esquemas de um estampam de corte, (CHIAVERINI, 1983) ............................. 6
Figura 2. 3 – Determinação da linha neutra de uma chapa submetida a um dobramento
preliminar, (CHIAVERINI, 1983) .......................................................................................... 7
Figura 2. 4 – Desenho esquemático de uma matriz simples para estampagem profunda,
(MANUAL SCHULER, 1969) ............................................................................................... 9
Figura 2. 5 – Surgimento de fissuras a quente na fundição de uma barra metálica (LIPSON,
1963). .................................................................................................................................. 19
Figura 2. 6 – Tensões residuais de compressão geradas no processo de Jateamento por
Granalha, (CALLE, 2003) .................................................................................................... 21
Figura 2. 7 – Relação entre as dimensões dos extensômetros e as dimensões do furo,
(RODACOSKI, 1997). ......................................................................................................... 24
Figura 2. 8 – Princípio do Método de Remoção de Camadas, (LU, 1996). ............................ 26
Figura 2. 9 – Espalhamento escrito pela Lei de Bragg, (PREVEY, 1986). ............................ 28
Figura 2. 10 – Modelo do estado plano de tensões. (PREVEY, 1986). .................................. 29
Figura 2. 11 – Comparação entre a geometria PSI e ÔMEGA, (MACHERAUCH, 1995). .... 31
Figura 2. 12 – Processo de Indentação em um sólido, (SULTÉRIO, 2005). .......................... 32
Figura 2. 13 – Representação esquemática de acúmulo de material (piling- up), e de
afastamento de material (sink-in), em torno de um indentador (SULTÉRIO, 2003). ............. 35
Figura 2. 14 – Representação esquemática da característica de relação tensão-deformação para
cada curva carga-deslocamento de indentação para alguns materiais idealizados (SULTÉRIO,
2005) ................................................................................................................................... 36
Figura 2. 15 – Método da Indentação para determinação da curva carga e profundidade. ...... 37
Figura 2. 16 – Comportamento da dureza perante a variação da tensão residual (SURESH e
GIANNAKOPOULOS, 1998). ............................................................................................. 38
Figura 2. 17 – Arranjo das direções preferenciais de magnetização de domínios num material
policristsalino, (LU, 1996). .................................................................................................. 41
Figura 2. 18 – Esquema da barreira lubrificante isolando a superfície da ferramenta da
superfície da chapa metálica, (KEELER, 2001). ................................................................... 44
Figura 2. 19 – Corrosão como o inverso do processo metalúrgico, (PIMENTA, 2011). ........ 47
Figura 2. 20 – Potencial anódico e catódico e curva anódica e catódica, (PIMENTA 2011). . 49
Figura 2. 21 – Exemplos de corrosão cosmética e perfurante, (MARQUES, 2008). .............. 50
x
Figura 2. 22 – Recobrimento formado por uma camada externa de Zn e várias camadas de liga
Fe-Zn, (AMERICAN GALVANIZERS ASSOCIATION, 2005) .......................................... 52
Figura 2. 23 – Rugosidade média Ra .................................................................................... 54
Figura 2. 24 – Rugosidade média Rz .................................................................................... 54
Figura 3. 1 – Ferramenta para estampagem tipo macho e fêmea ........................................... 56
Figura 3. 2 – Ferramenta de estampagem para a confecção dos corpos de prova ................... 58
Figura 3. 3 – Ilustração do corpo de prova (blank) ................................................................ 60
Figura 3.4 – Estampagem dos corpos de prova na prensa Conemag ...................................... 61
Figura 3. 5 – Corpo de prova após o processo de conformação ............................................. 61
Figura 3. 6 – Ângulos em estudo das amostras ..................................................................... 62
Figura 3. 7 – Difrator de Raios X - Lab X – XRD – 6000 Shimadzu .................................... 62
Figura 3. 8 – Ultra Micro Durômetro DUH-211S ................................................................. 64
Figura 3. 9 – Amostras para análise de indentação................................................................ 65
Figura 3. 10 – Impressão deixada pelo indentador na posição B1 e B2 ................................. 66
Figura 3. 11 – Micro impressão deixada no ângulo C1 ......................................................... 66
Figura 3. 12 – Rugosímetro Surftest SJ-400 Mitutoyo .......................................................... 69
Figura 3. 13 – Tomada de medida através do rugosímetro .................................................... 71
Figura 3. 14 – Prensa atuador hidráulico e célula de cargas para tomada de força ................. 72
Figura 3. 15 – Célula eletroquímica de 3 eletrodos montada para traçar a curva catódica do
aço IF em solução naturalmente aerada de 3,5% de NaCl. .................................................... 75
Figura 3. 16 – Corpos de prova em ensaio de Potencial x Tempo em solução de 3,5% de
NaCl, naturalmente aerada. .................................................................................................. 76
Figura 4.1 – Efeitos dos esforços uniformes e não uniformes sobre a estrutura cristalina
compressivo e trativo. .......................................................................................................... 78
Figura 4.2 – Difratograma da amostra do blank pelo método DRX ....................................... 79
Figura 4.3 – Difratograma da amostra H pelo método DRX ................................................. 79
Figura 4.5 – Valores da força vs deslocamento com o lubrificante Tirroil ............................. 94
Figura 4.6 – Medidas da carga de estampagem para todos os óleos lubrificantes .................. 96
Figura 4.7 – Curvas de Polarização anódicas e catódicas do aço eletrogalvanizado IF em
solução de 3,5% de NaCl, naturalmente aerada. ................................................................... 97
Figura 4.8 – Diagrama E x pH do Zn/H2O, Pourbaix. Fonte - Atlas of Electrochemical
Equilibria in Aqueous Solutions .......................................................................................... 99
Figura 4.9 – Curvas de potencial de corrosão x tempo na solução de 3,5% de NaCl,
naturalmente aerada. .......................................................................................................... 102
xi
Figura 4.10 – Diagrama E x pH do Fe/H2O, Pourbaix, (ATLAS OF ELECTROCHEMICAL
IN AQUEOUS SOLUTIONS) ........................................................................................... 102
Figura 4.11 – Processo de Corrosão do Zn (A) após 1000 horas e corrosão do Fe (B) após
1400 horas ......................................................................................................................... 103
xii
LISTA DE TABELAS
Tabela 2.1 - Mecanismos de geração de tensões residuais em diferentes processos de
fabricação e beneficiamento (SULTERIO, 2005). ................................................................ 22
Tabela 2.2 - comparativa entre as principais técnicas de medição de tensões residuais, (LU,
1996). .................................................................................................................................. 42
Tabela 3.1 - Parâmetros dos óleos utilizados como lubrificantes ........................................... 56
Tabela 3.4 – Composição Química do Aço IF ...................................................................... 60
Tabela 5 - Fatores de controle adotados para os experimentos indentação. ........................... 65
Tabela 6 - Fatores de controle adotados para os experimentos de rugosidade Ra e Rz. ......... 70
Tabela 7 - Medidas das distâncias intrerplanares do blank e amostra H ................................ 77
Tabela 8- Anova de Medidas de microindentação Vickers .................................................... 80
Tabela 9 - Somatório das medidas de microindentação para cada tipo de óleo estudado ....... 81
Tabela 10 - Contraste entre óleos utilizados na lubrificação.................................................. 82
Tabela 11 - Contraste ente A (óleos) x C (ângulos) .............................................................. 84
Tabela 12 - ANOVA do parâmetro de rugosidade máxima Ra .............................................. 85
Tabela 13 - Medidas de rugosidade Ra ................................................................................. 86
Tabela 15 - Interação entre óleos (A) e ângulos (C) ............................................................. 88
Tabela 16 - Contraste entre as variáveis posição(B) e ângulos (C) parta rugosidade ............. 89
Tabela 17 - ANOVA do parâmetro de rugosidade máxima Rz .............................................. 89
Tabela 18- Medidas de rugosidade Rz .................................................................................. 90
Tabela 19 - Contraste entre os óleos ..................................................................................... 90
Tabela 20 - Contraste entre as Interações óleos (A) com ângulos (C).................................... 91
Tabela 21 - Contraste entre as variáveis posições (B) com ângulos (C) para rugosidade Rz .. 93
Tabela 22 – Carga (N) exercida pelo punção na estampagem ............................................... 95
Tabela 23 - ANOVA para força de estampagem ................................................................... 95
Tabela 24 - Potenciais de corrosão, equilíbrio H/H+, equilíbrio Zn/Zn2+ para as amotras,
conformadas com diferentes óleos de lubrificação, na condição naturalmente aerada da
solução de 3,5% de NaCl. .................................................................................................... 98
Tabela 25 - Potencial de corrosão e densidade de corrente anódica medida a 50mV e 100 mV
acima do potencial de corrosão........................................................................................... 100
xiii
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
A Óleos utilizados no processo de lubrificação
a1 Óleo Tirroil Stamp
a2 Óleo de Soja
a3 Óleo de Canola
a4 Óleo de Girassol
a5 Óleo de Milho
B Posição dos ângulos
B1 Posição do ângulo externo
B2 Posição do ângulo interno
BH Aço Bake Harding
c Comprimento da Chapa [mm]
C Ângulo [º]
C1 Ângulo da amostra1 [º]
C2 Ângulo da amostra 2 [º]
d Distância interplanar do Cristal [µm]
D Diâmetro médio do extensômetro [mm]
D0 Diâmetro do Furo [mm]
d1 e d2 Diagonais das pirâmides [µm]
df Variação da deflexão pela retirada de camadas
Dp Aço Dupla Face
DRX Difrator de Raios X
e Espessura da Chapa [mm]
F Força de Prensagem [N]
f Deflexão
fei, fe Deflexão inicial e final
HV Dureza Vickers
IF Aço intersticial free – aço livre de intersticiais
IF NR Aço intersticial free – aço livre de intersticiais, sem revestimento
IF-Ni Aço intersticial free- aço livre de intersticiais estabilizado ao Nióbio
IF-Ti Aço intersticial free – aço livre de intersticiais, estabilizado ao titânio
K Constante Acustoelástica
LE Limite de escoamento [MPA]
xiv
n Ordem de Difração
p Perímetro da Chapa [mm]
Pres. Carga residual de indetação [kgf ]
psi Ângulo da direção do vetor de deformação [ k ]
Q Esforço de Corte ou Cisalhamento [kgf]
r Raio [°]
Ra Rugosidade média [µm]
Rm Coeficiente de Anisotropia Normal [r]
Rz Rugosidade máxima [µm]
v Velocidade de propagação do espécime tracionado [mm/s]
v0 Velocidade de Propagação do Espécime isento de Tensões [mm/s]
Yi Perfil da linha de rugosidade [µm]
z Profundidade Final [µm]
k Óleo
i Número dos ângulos interno [1, 2]
α Constante característica do indentador e do material
j Ângulo externo da amostra [º]
ε Deformação
εθ, εr Deformações residuais circunferencial e radial medida no extensômetro
εθi Deformação circunferencial medida na superfície ultima do anel
θ Ângulo de Bragg [º]
λ Comprimento de onda dos raios x [A]
π pi [ 3,1416 ]
σ Resistência ao Cisalhamento do Material [kgf/mm]
σ Tensão atuante [MPa]
σ1 Tensões principais de deformação [MPa]
σ2 Tensões principais de deformação [MPa]
σr Tensão residual do material ensaiado [MPa]
σz Tensão normal [N/mm²]
σθ, σr Tensão residual nas direções circunferencial e radial [MPa]
τi Ângulo interno da amostra [º]
υ Coeficiente de Poisson
Ψ Ângulo [º]
xv
SUMÁRIO
DEDICATÓRIA ................................................................................................................... iv
AGRADECIMENTOS ........................................................................................................... v
RESUMO ............................................................................................................................ vii
ABSTRACT ................................................................................................................................... viii
LISTA DE ILUSTRAÇÕES ............................................................................................................. ix
LISTA DE TABELAS ..................................................................................................................... xii
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS ...................................................................................... xiii
SUMÁRIO .......................................................................................................................................xv
1. INTRODUÇÃO ......................................................................................................................... 1
1.1. Objetivo ............................................................................................................................. 3
1.2. Justificativa ........................................................................................................................ 3
1.3. Estrutura do trabalho........................................................................................................... 3
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ................................................................................................... 5
2.1. Processo de Conformação de Estampagem .......................................................................... 5
2.1.1. Corte de Chapas .......................................................................................................... 5
2.1.2. Matriz Para Corte ........................................................................................................ 5
2.1.3. Dobramento de Chapas ............................................................................................... 7
2.1.4. Estampagem Profunda ................................................................................................ 9
2.1.5. Desenvolvimento de um Elemento para Estampagem Profunda ..................................10
2.1.6. Reestampagem ...........................................................................................................10
2.1.7. Defeitos na Estampagem Profunda .............................................................................10
2.1.8. Propriedades dos Produtos Estampados ......................................................................12
2.2. Tensões Residuais .............................................................................................................12
2.2.1. Tensões Residuais e sua geração ................................................................................12
2.2.2. Métodos para determinação das Tensões Residuais ....................................................16
2.2.3. Processos e Mecanismos Geradores de Tensão Residual .............................................16
2.3. Principais Técnicas de Medição de Tensões Residuais .......................................................23
2.3.1. Técnica do Furo Cego ou Hole Drilling ......................................................................24
2.3.2. Técnica de Seccionamento .........................................................................................25
2.3.3. Técnica da Remoção de Camadas ou da Deflexão ......................................................26
2.3.4. Técnica de Difração de Raios X .................................................................................27
2.3.5. Técnica de Indentação ................................................................................................32
2.3.6. Técnica da Difração de Nêutrons ................................................................................38
2.3.7. Técnica de Ultra-Som ................................................................................................39
xvi
2.3.8. Técnica Barkhausen ...................................................................................................40
2.3.9. Tabela Comparativa das Técnicas de Medição de Tensões Residuais ..........................41
2.4. Lubrificantes e Lubrificação ..............................................................................................43
2.4.1. Lubrificação Hidrodinâmica .......................................................................................45
2.4.2. Lubrificação Limite ...................................................................................................45
2.4.3. Lubrificação Extrema Pressão (EP) ...........................................................................46
2.5. Corrosão Localizada ..........................................................................................................46
2.5.1. Polarização ................................................................................................................48
2.5.2. Curvas de Polarização ................................................................................................48
2.5.3. Tipos de corrosão em carrocerias de automóveis ........................................................50
2.5.4. Levantamento de curvas potencial pelo tempo ............................................................50
2.5.5. Aços Revestidos de Zinco ..........................................................................................51
2.5.6. Aços galvanizados na indústria automotiva ................................................................51
2.6. RUGOSIDADES Ra e RZ .................................................................................................53
2.6.1. Rugosidade Ra ...........................................................................................................53
2.6.2. Rugosidade Rz ...........................................................................................................54
3. MATERIAIS E MÉTODOS ......................................................................................................55
3.1. Introdução .........................................................................................................................55
3.2. Confecção da Ferramenta de Estampagem .........................................................................56
3.3. Confecção dos Corpos de prova .........................................................................................58
3.4. Ensaios de Difração de Raios X .........................................................................................62
3.4.1. Procedimento Experimental para o Corpo de Prova ....................................................63
3.5. Ensaios de micro indentação ..............................................................................................63
3.5.1. Parâmetros constantes ................................................................................................63
3.5.2. Variáveis de Controle .................................................................................................65
3.5.3. Variável de Resposta ..................................................................................................66
3.5.4. Planejamento Estatístico ............................................................................................67
3.6. Medidas de Rugosidade Ra e Rz ........................................................................................69
3.6.1. Parâmetros Constantes ...............................................................................................69
3.6.2. Variáveis de Controle .................................................................................................70
3.6.3. Variáveis de Resposta ................................................................................................70
3.6.4. Planejamento Estatístico ............................................................................................71
3.7. MEDIÇÕES da carga de estampagem ................................................................................71
3.7.1. Planejamento Experimental ........................................................................................72
3.7.2. Variáveis de Controle .................................................................................................72
3.7.3. Variáveis de resposta .................................................................................................73
xvii
3.7.4. Planejamento Estatístico ............................................................................................73
3.8. Análises de Corrosão Localizada .......................................................................................73
3.8.1. Curva de Polarização Potenciostática .........................................................................74
3.8.2. Curvas de potencial pelo tempo ..................................................................................75
4. ANÁLISE DOS RESULTADOS ...............................................................................................77
4.1. Experimentos de Difração de Raios X ................................................................................77
4.2. Resultados de MicroIndentação .........................................................................................80
4.3. Experimentos Tomados para Medidas de Rugosidade Ra e Rz. ..........................................85
4.3.1. Rugosidade Ra ...........................................................................................................85
4.3.2. Rugosidade RZ ..........................................................................................................89
4.4. Resultados da carga de estampagem ...................................................................................94
4.4.1. Análise da carga do Punção ........................................................................................94
4.5. Resultados para Análise da Corrosão .................................................................................96
4.5.1. Curvas de Polarização ................................................................................................96
5. CONCLUSÃO ........................................................................................................................ 104
6. SUGESTÃO PARA TRABALHOS FUTUROS. ..................................................................... 107
7. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ..................................................................................... 108
1
1. INTRODUÇÃO
Diferentes qualidades de chapas metálicas são oferecidas no mercado. Citam-se, por
exemplo: as chapas IF (Intersticial Free), BH (Bake Harding), aços dupla fase (Dp), aços
martensíticos, aços austeníticos, etc. Cada uma destas qualidades possui especificações e
aplicações típicas. Através dos ensaios mecânicos muitas das propriedades de interesse podem
ser obtidas, auxiliando as empresas na definição das especificações necessárias para um
determinado produto e para seu processo de fabricação.
Com a globalização, os fabricantes de produtos estampados estão se defrontando com
um mercado consumidor cada vez mais exigente, buscando qualidade e preço. Mais do que
nunca as indústrias de matéria prima para estampagem e as indústrias de fabricação de
produtos estampados estão se preocupando em investir para reduzir ao máximo o custo de
produção e para melhorar a qualidade do produto. O processo de fabricação depende de um
profundo conhecimento da qualidade de sua matéria prima, visto que é a primeira condição de
otimização para os processos.
Estampagem é um conjunto de operações de conformação a frio, realizadas na região
plástica de deformação dos materiais, caracterizada pela imposição de uma deformação
permanente de uma chapa, com o objetivo de produzir peças com determinadas formas.
Durante o processo de conformação mecânica de estampagem, várias tensões são induzidas na
peça, o que pode comprometer sua qualidade mecânica. Estas tensões podem desaparecer
após o processo de conformação e ou através de tratamentos térmicos. Há tensões que
permanecem na peça sem que estejam agindo quaisquer forças externas. Estas tensões são
denominadas tensões residuais.
Para análise de tais tensões na estampagem de chapas metálicas usadas na indústria
automobilística é de fundamental importância conhecer o processo de geração das tensões e
seu efeito no processo.
Com a finalidade de monitorar a confiabilidade operacional de estruturas e componentes
mecânicos, as medidas de tensões residuais são hoje largamente utilizadas principalmente em
situações de elevada complexibilidade. Muitas falhas estruturais ou de componentes
mecânicos ocorrem não apenas pelo elevado nível de solicitação em serviço, mas da
2
combinação dessas tensões que frequentemente se formam durante as operações de
fabricação, tais como: fundição, laminação, soldagem, forjamento, estampagem dentre outras.
Por outro lado, a conformação a frio exige a presença de lubrificação com o propósito
de reduzir o atrito envolvido e o desgaste de ferramentas. Entretanto, este elemento é, via de
regra, agressivo ao homem e a natureza. Recentemente, tem-se dado atenção à substituição de
lubrificantes de base mineral por lubrificantes de base renovável (WILLING, 2001;
WAGNER e LUETJERTNG, 2001). Os estudos tem se concentrado nos efeitos deste tipo de
lubrificante (base renovável) sobre a natureza e sobre o ser humano, tendo ficado bem
estabelecido o benefício advindo da sua aplicação. Além de serem oriundos de fontes
renováveis, tais lubrificantes são biodegradáveis, com um tempo de degradação curto.
Contudo, um estudo da eficiência de tais lubrificantes nos processos de fabricação, no sentido
de redução dos esforços e qualidade do produto no que tange a sua integridade superficial,
livre de defeitos e tensões residuais não foi ainda realizado.
O objetivo deste trabalho foi observar a influência de cinco diferentes lubrificantes no
processo de estampagem através de:
a) Medição da tensão residual pelo difrator de raios X.
b) Análise por ensaio de microindentação,
c) Análise da rugosidade Ra e Rz,
d) Análise da carga de estampagem,
e) Análise da corrosão localizada.
Para desenvolver esta temática, foi estabelecido um cronograma de trabalho.
Foi adquirida na Empresa Fiat Automóveis em Betim Minas Gerais as chapas metálicas
para a confecção dos corpos de prova. Estas chapas são as utilizadas pela empresa para a
fabricação da carroceria dos automóveis. Foi desenvolvida também uma ferramenta tipo
macho e fêmea para estampar uma parte da carroceria do automóvel em dimensões reais. Foi
escolhida a ponta da carroceria uma vez que, nesta região, existem várias dobras nas quais
existe a geração tensões devido ao processo de estampagem. Os resultados dos testes
experimentais foram tratados estatisticamente.
3
1.1. Objetivo
O objetivo deste trabalho foi reproduzir pelo processo de conformação mecânica de
estampagem uma parte da carroceria de um automóvel no qual se verificou as tensões
residuais existentes em confronto com o tipo de óleo utilizado na lubrificação no processo
bem como seus efeitos sobre o mesmo.
A matéria prima denominada blank é a chapa oriunda do processo de laminação que foi
usada para a confecção dos corpos de prova e é a mesma utilizada na carroceria dos
automóveis.
O estudo procurou dar ênfase a uma situação mais crítica na qual pode ocorrer a maior
concentração de tensão residual.
Desta forma, através das medidas do difrator de raios X e ensaio de ultra micro
indentação buscou-se detectar o surgimento de tensões residuais para cada lubrificante
utilizado. Para cada fluido de lubrificação utilizado no trabalho, foram analisados também
seus efeitos sobre a rugosidade (Ra e Rz), a carga de estampagem e resistência á corrosão. Os
resultados obtidos foram comparados para verificar qual a melhor condição de processo.
1.2. Justificativa
Um dos problemas encontrados na estampagem de chapas na indústria automobilística é
a concentração de tensões que causam as distorções, perda de estabilidade dimensional, e
imperfeição do material, podendo levar a ruptura precoce por fadiga que ocorre através de
trincas que se iniciam e se propagam a partir da superfície da peça. Neste sentido, minorar as
tensões residuais contribui para reduzir a probabilidade de falha do produto.
A investigação da geração de tais tensões com variação de lubrificantes é um processo
interessante e fundamental porque visa a melhoria da qualidade das peças estampadas. O que
garante uma maior vida útil vindo ao encontro com o anseio da indústria em produzir peças
confiáveis e reduzir custos de substituição.
1.3. Estrutura do trabalho
Este trabalho foi estruturado e formatado seguindo as diretrizes para apresentação de
dissertações do Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica da Universidade
4
Federal de São João Del-Rei, PPMEC-UFSJ, procurando produzi-lo de forma a proporcionar
uma leitura objetiva e concisa. Para tanto este documento é composto pelas seguintes partes:
Capítulo 1: Introdução onde se apresenta um breve contexto sobre o processo de
estampagem, além de serem apresentados os objetivos, a justificativa e a estrutura desse
trabalho.
Capítulo 2: Apresentar a revisão da literatura abordada, necessária para um melhor
entendimento do assunto estudado. Neste capítulo são abordados os temas relacionados ao
processo de conformação de estampagem, corte e dobramento, determinação das tensões
residuais, os métodos para determinar e medir tais tensões, o processo de lubrificação, a
rugosidade RA e Rz, a tomada da carga de estampagem, a corrosão, dentre outros.
Capítulo 3: Apresentar uma descrição detalhada dos equipamentos, materiais e
procedimentos usados.
Capítulo 4: Apresentar as análises e discussões dos resultados obtidos.
Capítulo 5: Neste capítulo estão sintetizadas as considerações extraídas dos resultados e
análises dos resultados.
Capítulo 6: Composto por sugestões para trabalhos futuros.
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2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1. Processo de Conformação de Estampagem
A estampagem é um processo de conformação mecânica realizado, geralmente, a frio,
que compreende um conjunto de operações pelas quais uma chapa plana é submetida a
transformações de modo a adquirir uma nova forma geométrica. A deformação plástica é
levada a efeito com o emprego de prensas de estampagem, com o auxilio de dispositivos
especiais chamados estampos ou matrizes (CHIAVERINI, 1983). 0
Basicamente, a estampagem compreende as seguintes operações:
a) corte
b) dobramento e encurvamento
c) estampagem profunda.
Enquanto as duas primeiras são normalmente realizadas a frio (abaixo da temperatura de
recristalização do material da peça), a estampagem profunda pode eventualmente ser realizada
a quente, de acordo com as necessidades técnicas.
No caso mais simples, uma única deformação pode ser suficiente, entretanto,
dependendo da profundidade de deformação desejada, pode ser necessária a aplicação de duas
ou mais operações de estampagem.
2.1.1. Corte de Chapas
Por Chiaverini (1983), o processo corresponde a obtenção de formas geométricas
determinadas, a partir de chapas, submetidas a ação de uma ferramenta ou punção de corte,
aplicada por intermédio de uma prensa que exerce pressão sobre a chapa apoiada numa
matriz. No instante em que o punção penetra na matriz, o esforço de compressão converte-se
em esforço de cisalhamento e ocorre o desprendimento brusco de um pedaço de chapa.
2.1.2. Matriz Para Corte
As Figuras 2.1 e 2.2 abaixo mostram os principais componentes de uma matriz de corte
relativamente simples.
6
Figura 2. 1 – Esquema de uma ferramenta de corte, (CHIAVERINI, 1983)
Figura 2. 2 – Esquemas de um estampam de corte, (CHIAVERINI, 1983)
O punção deve apresentar seção conforme o contorno desejado da peça a extrair da
chapa, do mesmo modo, a cavidade da matriz. É muito importante o estabelecimento do valor
da folga entre o punção e a matriz. Essa folga depende da espessura da chapa a ser cortada.
cσepQ (Eq. 2.1)
onde:
Q = esforço de corte ou de cisalhamento, (kgf);
P = perímetro da Figura, (mm);
E = espessura da chapa, (mm);
σc = resistência ao cisalhamento do material, (kgf/mm2)
7
2.1.3. Dobramento de Chapas
O dobramento é descrito como a deformação do material através do ombro da matriz e
no nariz do punção, que possuem raios de curvatura determinados, quando o material está
sendo empurrado pelo punção para dentro da cavidade da matriz.
O ângulo de dobramento tem que ser maior na operação de conformação do que o
determinado para a peça conformada, devido à recuperação elástica.
As ferramentas para conformar o alumínio, o latão, o cobre e o aço de baixo carbono
necessitam de raios menores do que os aços mais duros com teor de médios e baixos teores de
carbono.
Toda vez que se deve obter um elemento dobrado, segundo um perfil determinado, é
necessário conhecer-se em primeiro lugar o seu desenvolvimento linear ou as dimensões
exatas da chapa a partir da qual vai ser produzido o elemento dobrado.
Com esse objetivo, procede-se inicialmente a determinação da linha neutra do elemento
dobrado, ou seja, a linha da secção transversal cuja fibra correspondente não foi submetida a
nenhum esforço, quer de tração ou de compressão e que, em consequência não sofreu
qualquer deformação. A determinação da linha neutra é feita por um cálculo extremamente
simples conforme a Figura 2.3 abaixo.
Figura 2. 3 – Determinação da linha neutra de uma chapa submetida a um dobramento
preliminar. (CHIAVERINI, 1983)
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Seu comprimento é C e sua espessura S, dobrada a tira, mede-se os comprimentos A e B
e o raio R. Admitindo que o valor X corresponde à distância da linha neutra, tem-se a
Equação 2.2.
R
B-A-C2 X (Eq. 2.2)
Onde:
C = comprimento (mm),
A e B = comprimentos da tira dobrada (mm),
R = raio (º).
Em vista dos resultados práticos obtidos, concluiu-se que a linha neutra está geralmente
situada na metade da secção quando a espessura da chapa é, no máximo, de um milímetro. Em
espessuras superiores, admite-se que a linha neutra se situe a 1/3 aproximadamente da curva
interna. Se a chapa dobrada apresenta curvaturas, admite-se que, em cada caso, a linha neutra
se localize em direção a curva interna.
Para a operação de encurvamento, seguem em linhas gerais, os mesmos princípios e
conceitos explicados na operação de dobramento.
As ferramentas de dobramento são denominadas estampos de dobramento. Estes
estampos compõem-se de uma parte superior (macho) e uma inferior (fêmea). As máquinas de
conformação podem nesse caso ser prensas excêntricas ou prensas viradeiras. Durante a
operação de dobramento, deve-se evitar que a chapa sofra um alongamento excessivo, o que
provocaria uma variação em sua espessura. Para que isso não ocorra, é necessário um controle
rigoroso das ferramentas e uma regulagem exata no curso da prensa.
Segundo Rossi, (1979) para o dobramento deve-se levar em conta o raio de curvatura
utilizado para a peça e a elasticidade do material. Deve-se ainda, evitar os cantos vivos, sendo,
portanto necessário fixar os raios externos de curvatura, afim de que não ocorra ruptura
durante o dobramento. O raio de curvatura deve ser entre uma e duas vezes a espessura da
chapa para materiais moles, e de três a quatro vezes para materiais duros. O dobramento pode
ser conseguido em uma ou mais operações, com uma ou mais peças por vez, de forma
progressiva ou em operações individuais.
9
2.1.4. Estampagem Profunda
Segundo o Manual Schuler (1968), estampagem profunda é o processo no qual as
chapas metálicas são conformadas na forma de copo, ou seja, um objeto oco. As aplicações
mais comuns correspondem a fabricação de cápsulas, carrocerias, pára-lamas de automóveis,
estojos, tubos, etc.
A estampagem profunda produz, pois, objetos ocos, a partir de chapas planas sem
geralmente modificar a espessura destas e realizando-se a deformação em uma ou mais fases.
Segundo Ferrarrini, (2004), a estampagem profunda é a manufatura de um produto a
partir de um blank de chapa (material sem estampar), que venha apresentar um formato
desejado, sem defeitos ou falhas. O formato final do produto após o processo de estampagem
é definido pelo ferramental e parâmetros do processo.
A Figura 2.4, ilustra uma matriz simples para estampagem profunda. O disco a
estampar, na posição inicial, foi introduzido sob a peça de retenção G. O punção A é fixado
no porta punção B e o conjunto é fixado na parte móvel ou cabeçote da prensa. Durante a
deformação, o punção A, ao penetrar na matriz C, molda o objeto. Durante a penetração, o
mancal D é comprimido, acompanhando a deformação da chapa e comprime, ao mesmo
tempo, a mola E. O mancal D impede uma deformação irregular da chapa e o disco de
retenção G garante um embutimento sem rugosidade. Ao terminar a operação, o punção A
retrocede e o mancal D livre, sob a ação da mola E, sobe e expulsa o objeto conformado. A
matriz C como se vê, vai fixada na base F, que, por sua vez, é presa na mesa da prensa.
Figura 2. 4 – Desenho esquemático de uma matriz simples para estampagem profunda,
(MANUAL SCHULER, 1969)
10
2.1.5. Desenvolvimento de um Elemento para Estampagem Profunda
Como no caso do dobramento de chapas, é necessário, a partir de um determinado
desenho de peça a ser estampada, conhecer o disco de chapa original. Em outras palavras, é
preciso determinar as dimensões da chapa que será o ponto de partida para o objeto
estampado, utilizando a menor quantidade possível de material.
O método a ser exposto, resultados de experiências sucessivas, é relativamente simples,
porém presta-se somente para objetos ocos com forma geométrica regular ou com secção
circular.
Para objetos mais irregulares, recomenda-se um recurso prático que consiste em cortar
aproximadamente a placa e realizar a estampagem. Examina-se a seguir o contorno do objeto
obtido para verificar-se se falta material ou se há material em excesso. Em seguida, corta-se
uma nova chapa, com o desenvolvimento corrigido, e procede-se a nova estampagem
profunda. E assim em seguida até a obtenção do objeto sem excesso ou falta de material.
(MANUAL SCHULER, 1969).
2.1.6. Reestampagem
Quando a profundidade do embutimento é maior que o diâmetro da peça, e são
necessárias várias operações sucessivas para obtê-la pode utilizar a reestampagem. A redução
teórica máxima que se obtém numa única operação de estampagem é cerca de 50% e, mesmo
nas condições mais favoráveis não ultrapassa a 60%. Assim, é praticamente impossível obter-
se uma única operação de estampagem profunda em um objeto oco com altura muito maior do
que o diâmetro. (MANUAL SCHULER, 1969).
2.1.7. Defeitos na Estampagem Profunda
Segundo Manual Schuler (1968), os principais defeitos encontrados em peças
embutidas, originam-se basicamente de defeitos preexistentes na chapa, de defeitos no projeto
e construção da ferramenta e de defeitos na conservação da ferramenta.
Os principais defeitos em peças embutidas, suas definições e suas causas são as
seguintes.
a) Pregas (gretas transversais no corpo). Origem inclusões na chapa na laminação,
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b) Furos alongados ou gretas: poros finos na chapa ou corpos estranhos duros que
penetram durante a estampagem no interior dela. Deve-se cuidar da limpeza dos
locais de armazenamento da chapa,
c) Diferenças de espessura da chapa: abas da largura irregular formam-se gretas
entre as regiões da aba de diferentes espessuras ou cilindros desgastados. Exigir
produto laminado com tolerâncias dimensionais estreitas,
d) Desprendimento do fundo: o punção de embutir atua como punção de corte, o
raio de curvatura é muito pequeno no punção e na aresta embutida. Introduzir
mais uma etapa de embutimento ou escolher uma chapa de maior capacidade de
embutimento,
e) Trincas no fundo depois de se ter conseguido quase todo o corpo: variação de
espessura da chapa ou folga de embutimento entre o punção e a matriz muito
estreita. Revisar a espessura da chapa, eventualmente alargar o orifício de
embutimento e, e em peças de formato retangular, limpar sempre a aresta da
ferramenta,
f) Forma abaulada: folga de embutimento demasiadamente larga. Algumas vezes o
problema é eliminado com o aumento da pressão de sujeição, deve-se trocar a
matriz ou o punção,
g) Estrias de embutimento: desgaste da ferramenta e da matriz oxidada- tratamento
superficial para endurecimento das arestas da matriz, melhorar pó processo de
decapagem, melhorar as condições de lubrificação, empregar eventualmente
películas de embutir,
h) Relevos unilaterais nas rupturas do fundo: posição excêntrica do punção com
relação à matriz de embutimento. Soltar a sujeição da ferramenta e centrar a
matriz corretamente com relação ao punção,
i) Formação de pregas e trincas a aba: folga de embutimento muito larga ou
arredondamento muito grande das arestas de embutimento. Deve trocar a matriz,
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j) Ampolas no Fundo: e às vezes abaulamento do fundo, má aeração - melhorar a
saída do ar, com frequência é melhorado se a distribuição do lubrificante for
mais uniforme.
2.1.8. Propriedades dos Produtos Estampados
Como o processo de estampagem é realizado a frio, na região de conformação plástica
do material da peça, ocorre uma elevação da resistência mecânica durante a deformação
(encruamento). Nessa região, a peça apresentará então uma resistência mecânica maior do que
a chapa inicial (comumente no estado recozido). Como para efeito de cálculo da resistência da
peça, toma-se normalmente como base a resistência do material da chapa, o projeto da peça é
realizado a favor da segurança. Convêm destacar que é muito comum na concepção de peças
grandes a utilização de perfis, conformados de chapas; - nervuras - ou rebaixos na própria
peça para aumentar a rigidez.
O controle das propriedades mecânicas das peças estampadas não é um procedimento
rotineiro. O mais habitual é o controle de defeitos para verificação de qualidade, item
abordado anteriormente.
2.2. Tensões Residuais
2.2.1. Tensões Residuais e sua geração
De acordo com Almen e Black (1963), de uma forma simples e geral, entende-se por
residuais as tensões existentes em um corpo sem que nele estejam agindo quaisquer forças
externas. As tensões residuais são elásticas e se superpõe as cargas de serviços, podendo ser
benéficas ou deletérias às estruturas e ou equipamentos, dependendo de sua magnitude, sinal e
distribuição. Tensões residuais são aquelas que permanecem no componente mesmo depois de
cessadas as forças externas anteriormente aplicadas sobre ele.
Este estado de tensões é autoequilibrante e, portanto, a resultante das forças e de
momentos que as tensões residuais produzem é zero. Qualquer perturbação como remoção de
material, aplicação de carregamentos térmicos e mecânicos alteram o seu estado e causam a
sua redistribuição de modo que as tensões se equilibrem novamente.
De acordo com Bianch et al (2000), estas tensões, dependem da empregabilidade do
produto e do tipo de tensão residual de que o mesmo está sujeito. Logo há dois tipos de
13
tensões residuais. As tensões residuais trativas e as compressivas. As tensões trativas devem
ser evitadas em peças submetidas a esforços mecânicos cíclicos devido ao fato de por sua
natureza facilitarem a propagação e a nucleação de trincas, levando a falhas por fadiga
mecânica. No entanto, as tensões compressivas são benéficas uma vez que elas tendem a
interromper a propagação de trincas existentes no material.
As tensões residuais são comumente classificadas em três tipos principais:
a) Tensões residuais do tipo 1: também chamadas de macroscópicas ou macro-
tensões residuais, e se estendem ao longo do componente por vários grãos
cristalinos. As macro-tensões residuais são provenientes de condições ou fontes
mecânicas, térmicas ou químicas que afetam volume considerável do material
estendendo-se por área comparável às dimensões da peça. Tais tensões estão em
equilíbrio para um corpo como um todo e têm sua origem em deformações
plásticas macroscópicas. (GRANT, 2002).
b) Tensões residuais do tipo 2: comumente chamadas de tensões micro estruturais,
estão presentes em um grão ou numa parte deste, estando equilibradas em alguns
grãos vizinhos e tendo sua origem em deformações plásticas microscópicas.
c) Tensões residuais do tipo 3: chamadas de tensões micro localizadas, estendem-
se por pequenas distâncias interatômicas , dentro de uma pequena porção de um
grão, estando também equilibradas em uma pequena parte do grão e tendo sua
origem em defeitos cristalinos, particularmente discordâncias.
As tensões residuais do tipo 2 e 3 são consideradas micro tensões, que não podem ser
evitadas em materiais policristalinos, e são mais importantes para o estudo do comportamento
micro estrutural. Para avaliação de projetos mecânicos e estruturais, as tensões do tipo 1,
macroscópicas, são de fundamental importância e devem ser determinadas através de métodos
confiáveis de medidas.
O efeito dessas macro-tensões residuais do tipo 1 pode ser tanto benéfico, quanto
prejudicial, dependendo do sentido, da intensidade e da distribuição das tensões residuais em
relação as tensões aplicadas pelo carregamento de serviço. (WANG, 1981).
Segundo Wagner e Luetjertng (1981), tensões residuais trativas podem ser deletérias,
uma vez que estas tensões ao somarem-se às tensões trativas aplicadas no componente
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auxiliam a iniciação e o crescimento de trincas de fadiga, enquanto que as tensões residuais
compressivas, ao se oporem a direção de carregamento trativo, reduzem o nível de tensão
aplicada e inibem a iniciação e a propagação de trincas.
Zamrik e Pangborn (1988), Vierick et al (1991), dizem que a natureza benéfica ou
deletéria das tensões residuais parece estar relacionada a três fatores:
a) ao tipo de material, ou seja, se ele encrua ou amolece durante deformação
plástica cíclica.
b) ao perfil de tensões residuais introduzidos durante o processamento
termomecânico e a redistribuição destas tensões residuais que ocorrem durante
deformação cíclica.
c) ao tipo de carregamento que o material será submetido durante sua utilização.
De acordo com Gurova, Teodósio e Rebello (1996), dentre esses fatores a redistribuição
de tensões residuais que ocorre durante deformação plástica cíclica é um fenômeno
importante, uma vez que pode converter tensões residuais compressivas, pré-existentes no
material, em tensões residuais trativas.
As tensões residuais microscópicas podem ser induzidas por tratamento térmico, como
resultado de mudanças de volume produzidas por transformação de fase, reações de
precipitação ou por deformações térmicas ocorridas devido a diferença entre os coeficientes
de expansão térmica existentes, por exemplo, entre uma partícula não metálica e, a matriz
metálica, durante o resfriamento. Em processos de soldagem, a diferença no tempo de
contração entre as camadas superficiais e as internas do componente também podem levar a
tensões residuais.
Tensões residuais macroscópicas podem ser introduzidas nos componentes durante
fabricação e como resultado da deformação plástica durante a utilização do equipamento.
Estas tensões residuais de natureza macroscópica são de mais longo alcance, que as tensões
residuais microscópicas, podendo ser introduzidas através de tensões de contração originadas,
por exemplo, da fundição ou lingotamento e por processos mecânicos de fabricação como
laminação, extrusão, soldagem, jateamento por partículas etc.
15
Em geral, todo componente mecânico tende a apresentar tensões residuais de origem
microscópica, derivadas de seu processamento para alteração das qualidades micro estruturais
e características mecânicas. Além destas, tensões residuais macroscópicas estarão também
presentes devido aos processos de fabricação, necessários à conformação do material à sua
forma final.
As tensões residuais do tipo 1 são particularmente importantes em engenharia para
análise estrutural em componentes, uma vez que podem comprometer ou aumentar a vida útil
de um equipamento. Estas se apresentam como um perfil de tensões, trativo compressivo ou
compressivo trativo, com extensão comparável às dimensões do componente analisado.
A maior parte das trincas de fadiga inicia-se na superfície ou em regiões
subssuperficiais. De fato, a superfície é a região do componente que geralmente suporta a
maior carga aplicada durante operação, estando muitas vezes sujeita às condições ambientais
adversas e podendo até mesmo conter defeitos e tensões residuais provenientes do processo de
fabricação, e de montagem e operação. Portanto, o reforço e a melhoria das propriedades
superficiais de um componente são de extrema importância para sua vida útil.
Concluindo, processos mecânicos ou tratamentos térmicos que produzam o
aparecimento de tensões residuais compressivas na superfície de componentes mecânicos são
bastante empregados em elementos vitais de projeto, sujeitos a condições difíceis de trabalho,
visando inibir a propagação e iniciação de trincas de fadiga e reforçar a resistência à fadiga, a
resistência à corrosão sobtensão e a resistência à fadiga intragranular.
De acordo com Hoffmann et al (2002) apud Martins (2005), outro exemplo típico de
tensão residual é o da distorção que aparece após a têmpera de uma peça de aço, ao qual é
removida por retificação. Isto agrega a cada ano enormes custos de fabricação.
Estudos feitos por Lu (1996), Hauk (1997), Grant (2002) e Boag, Flaman e Herring
(2002), vêm mostrando que as distorções de tensões encontram suas causas não só nos
procedimentos de têmpera, mas em todo o processo produtivo do componente. Estas tensões
representam um risco (em potencial) de distorção, pois quando liberadas por processos
termomecânicos, durante as próximas etapas do processo de manufatura, levam a mudança de
forma e dimensão do componente. Este potencial de distorção, não só representado pelas
tensões residuais, mas também pela microestrutura, distribuição de inclusões, textura,
16
geometria, apenas citando os principais fatores, é modificado e transferido durante as etapas
de fabricação.
Na prática, não existe corpo livre de tensões residuais. Devido a sua importância, o
controle e a medida das tensões residuais em componentes e estruturas mecânicas é
continuamente alvo de intensivos estudos (MICRO MEASUREMENTS, 1993; LU, 1996;
HAUCK 1997; GRANT, 2002).
2.2.2. Métodos para determinação das Tensões Residuais
Segundo Lu (1996) e Hauk (1997), atualmente, existem muitos métodos para a medida
e determinação das tensões residuais. Alguns são baseados na medida da deformação aliviada,
devido a remoção localizada de material (métodos destrutivos). Outros são baseados na
interação entre o campo de tensões residuais e as propriedades físicas do material (métodos
não destrutivos). É necessária a análise de parâmetros importantes para a medição das tensões,
tais como o tipo de tensão residual, a geometria e a região da parte a ser analisado, o ambiente
onde a medida será realizada, o tipo de intervenção, o tempo de análise e o custo da medição e
dos equipamentos necessários.
De acordo com Withers (2001), Rodacoski (1997) e Boettger (1998), existem dois tipos
de ensaios para determinar as tensões residuais, os ensaios destrutivos e não destrutivos.
2.2.3. Processos e Mecanismos Geradores de Tensão Residual
Sob o ponto de vista de Fernandes (2002), “as tensões residuais aparecem como uma
resposta elástica do material a uma distribuição não homogênea de deformações não elásticas,
tais como deformações plásticas, precipitações, transformação de fase, deformação devido à
expansão térmica, entre outros”. Alguns dos principais processos de fabricação geradores de
tensões residuais estão apresentados a seguir.
a) Soldagem
De acordo com Ferreira e Fernandes (2003), a contração no resfriamento de regiões
diferentemente aquecidas durante a operação de soldagem normalmente representa a principal
fonte de tensões residuais no processo de soldagem. O processo é realizado em temperaturas
nas quais o módulo de elasticidade e a resistência ao escoamento do metal torna-se muito
pequeno, facilitando o escoamento do metal que tende a se expandir com as altas
17
temperaturas. Quando ocorre o resfriamento, o material recupera a sua rigidez sobre
temperaturas ainda altas e sobre condições heterogêneas de temperatura, impedindo que a
contração ocorra igual e livremente em todas as regiões. As tensões geradas podem ser da
ordem do limite de escoamento do metal. No caso de um passe de solda, o material que resfria
anteriormente também impede o novo material depositado de se contrair, produzindo neste,
tensões residuais trativas.
Para o caso da geração de tensões devido à transformação de fases na soldagem, as
tensões surgem porque a transformação de fases da austenita para ferrita, bainita, perlita ou
martensita, ocorre com aumento de volume (FERNANDES, 2002). Desta forma, o material da
zona fundida e da zona termicamente afetada que sofre transformação de fase tende a se
expandir e a sua expansão será impedida pela parte fria e não transformada do metal. A
magnitude das tensões residuais no cordão de solda está intimamente relacionada com o grau
de restrição que a estrutura mecânica oferece. Esta restrição geralmente é total na direção
longitudinal dos cordões de solda.
b) Tratamentos Térmicos e Termoquímicos de Endurecimento Superficial
Dentre os tratamentos térmicos de endurecimento superficial destacam-se o processo de
têmpera e os processos termoquímicos de carbonetação e nitretação.
Têmpera superficial
Segundo Canale (2006), este tratamento consiste no aquecimento superficial do aço até
a região austenítica, seguido de um resfriamento brusco para produzir martensita. Isto
aumenta a dureza na superfície do material, sem alterar de forma significativa a
microestrutura do seu núcleo. A transformação de fase, efeitos térmicos e restrições
mecânicas da região não-modificada (núcleo) sobre a modificada (superfície) resultam em um
estado de tensões compressivas na superfície da peça.
Após o aquecimento, as peças devem ser resfriadas rapidamente, em óleo, por exemplo,
por meio de imersão ou spray.
Carbonetação e Nitretação
Lipson e Juvinall (1963), concluiram que o processo de carbonetação é realizado em
aços de baixo carbono, geralmente até 0,25%C . O aço é aquecido até temperaturas
18
austeníticas em ambiente rico em carbono. Após a difusão dos átomos de carbono na
superfície da peça promove-se um resfriamento acelerado (este tempo de resfriamento
depende do aço utilizado) da peça, para gerar estrutura martensítica na superfície. Em peças
de dimensões razoáveis, o seu núcleo tem um uma taxa de resfriamento inferior à da
superfície, ficando com uma microestrutura composta, predominantemente, por ferrita e
perlita. Como o volume da martensita é maior que o da ferrita, originam-se tensões
compressivas na superfície da peça. Porém, se a peça a ser carbonetada tiver dimensões
reduzidas e um aço passível de têmpera, as taxas de resfriamento da superfície e do núcleo
serão muito próximas, o que pode acarretar na geração de estrutura martensítica também no
núcleo, o que daria margem à possibilidade do surgimento de tensões trativas na superfície . O
processo de nitretação, que consiste da formação de nitretos na superfície tratada, proporciona
uma camada superficial de alta dureza e resistência ao desgaste. A nitretação é realizada em
temperaturas entre 500 e 550ºC (no máximo 650º) e não necessita de qualquer tratamento
posterior, o que reduz muito a possibilidade de empenamentos ou trincamentos na peça, o que
é uma preocupação na carbonetação (CHIAVERINI, 1983).
O tratamento de nitretação está relacionado basicamente à mudança de volume. O
volume dos nitretos formados na superfície é superior ao volume da ferrita, que predomina no
restante da peça. Isto faz com que este processo gere tensões residuais compressivas na
superfície.
c) Fundição
Por Lipson e Juvinall (1963), o resfriamento após um processo de fundição para
solidificação é bastante complexo pelas particularidades de cada caso. A restrição que o
molde oferece ao fundido pode influenciar de maneira decisiva o estado de tensões residuais
resultantes e trazer sérias consequências, como fissuras a quente, Figura 2.5, por exemplo. Na
Figura 2.5, uma barra em forma de “I” resfria e solidifica-se sofrendo restrição do molde ao
tentar contrair-se, gerando fissuras na junção do corpo longitudinal com as extremidades.
19
extremidade extremidade
barra
Direção de contração
Restrição do molde
Fissura a quente
Figura 2. 5 – Surgimento de fissuras a quente na fundição de uma barra metálica (LIPSON e
JUVINALL, 1963).
d) Conformação Mecânica
Processos de conformação mecânica como laminação, dobramentos, extrusão, têm
como principal mecanismo de geração de tensões residuais a heterogeneidade das
deformações plásticas entre as várias regiões dos componentes, por exemplo, suas regiões
centrais e superficiais. Quando as cargas do processo são aliviadas, no esforço de manter a
seção transversal da barra plana, as fibras centrais do material, que escoaram menos, tendem a
voltar para o seu comprimento inicial e forçam as fibras externas a se encurtarem mais do que
elas poderiam, pois como escoaram mais elas se acomodariam a um comprimento maior que o
inicial. Assim, são geradas tensões compressivas na superfície e tensões trativas na região
central da peça como reação das fibras externas ao esforço das fibras centrais em retornarem
para seu comprimento inicial. (JUVINALL, 1967; BERR, 1981; JOHNSTON, 1981).
e) Processo de Jateamento de Granalhas shot peening
Daly (1990) e Johnson (1990) verificaram que o jateamento de partículas é um processo
de trabalho a frio no qual a superfície mais crítica do componente é bombardeada com
pequenos jatos de partículas esféricas que podem ser de aço comum, aço inoxidável, vidro ou
material cerâmico.
20
Welsch (1990) verificou que neste processo a deformação plástica produzida pelo
múltiplo impacto das esferas na superfície do componente ocasiona deformação plástica em
uma pequena profundidade do material, introduzindo uma camada uniforme de tensões
residuais compressivas abaixo da superfície do componente.
Kumar , Subrat e Radhakrishnan (1987), afirmam que o resultado deste
bombardeamento é a introdução de tensões residuais compressivas na superfície do material
promovidas pelo encruamento de suas camadas superficiais. Este encruamento é provocado
pelo impacto de um jato de partículas de alta energia que também ocasiona o aumento da
tensão de escoamento, além de mudanças na rugosidade da peça jateada.
O processo de jateamento efetivamente aumenta a resistência à fadiga, resistência à
corrosão sob tensão e reduz as tensões de serviço trativas na superfície onde as trincas de
fadiga geralmente se iniciam, podendo a propagação destas trincas serem até mesmo freadas
pelas tensões residuais compressivas, dependendo de sua magnitude e do campo de tensões
residuais compressivas (FUCHS, 1971).
Ohara (1986), afirma que o jateamento por partículas vêm sendo utilizado há mais de
cinquenta anos e este processo não deve ser confundido com o chamado jateamento por
granalha que visa a limpeza de superfície de peças metálicas de efeitos visíveis na remoção de
sujeira e corrosão da superfície.
Por Welsch (1991), o jateamento por partículas é um processo controlado de jateamento
cujo maior efeito é de introduzir tensões residuais compressivas na superfície do material,
com objetivo de estender a vida de componentes metálicos, aumentarem a resistência à fadiga,
retardar o trincamento por corrosão sob tensão, eliminar distorções provenientes de
tratamentos térmicos.
Segundo Ohara (1994), cada partícula ao chocar-se com a superfície do material age
como um pequeno martelo, produzindo uma pequena mossa, encruando sua superfície e
gerando uma pequena camada de tensões residuais compressivas da ordem de 80% da tensão
de escoamento ou 60% da tensão de resistência máxima do material. Estas dificultam a
iniciação e a propagação de trincas, promovendo melhoria da resistência à fadiga em torno de
25-30%.
21
Este efeito na vida em fadiga apresenta-se associado ao fato que as tensões
compressivas geradas no jateamento somam-se às tensões trativas do carregamento extremo
do componente, reduzindo o nível total de tensões trativas aplicadas na superfície do material,
contribuindo de forma positiva no desempenho e na vida em serviço do componente. Isto
reduz a tensão média de fadiga na superfície e, portanto inibe a iniciação ou retarda a
propagação de trinca.
De acordo com Daly (1990) e Johnson (1990), um processo que mereceu um tópico
próprio por sua grande aplicabilidade na indústria e por suas particularidades é o processo de
shot peening como apresentado na Figura 2.6. Este processo, normalmente é realizado em um
equipamento fechado, por causa do espalhamento das esferas utilizadas, que atingem e
retornam da superfície tratada. Para aplicações em campo, existe uma técnica com princípio e
efeito similares ao shot peening, que é conhecida por martelamento de agulhas (hammer
peening).
Figura 2. 6 – Tensões residuais de compressão geradas no processo de Jateamento por
Granalha, (CALLE e MACHADO, 2003)
A Tabela 2.1 abaixo ilustra os mecanismos de geração de tensão residual nos diferentes
processos de fabricação e beneficiamento.
22
Tabela 2.1 - Mecanismos de geração de tensões residuais em diferentes processos de
fabricação e beneficiamento (SULTERIO, 2005).
Mecanismos
causadores
Deform.
mecânica
diferencial
Transf. De
fase
Contração
ou expansão
térmica
Microestrutur
a diferencial
Desigualdades
estruturais
Conformaçã
o
Laminação,
estampagem,
forjamento,
extrusão,
estiramento.
Conformaçã
o superficial
Shot
peenning,
martelament
o
Usinagem Torneamento
,
plainamento,
fresamento,
retificação,
furação,
eletroerosão
Soldagem Todos os
processos
Todos os
processos
Tratamentos
térmicos
Têmpera,
normalizaçã
o
Têmpera,
normalizaçã
o
23
Fundição Diferentes
seções
transversais,
grandes
dimensões
Tratamentos
térmicos
superficiais
Cementação,
nitretação
Cementação,
nitretação
Montagem e
ajustes
Estruturas de
grandes
dimensões,
desalinhamento
s
de uniões
2.3. Principais Técnicas de Medição de Tensões Residuais
Neste tópico serão apresentadas algumas das técnicas mais comumente utilizadas na
medição de tensões residuais. As técnicas de medição de tensões residuais dividem-se em
destrutivas, semi-destrutivas e não-destrutivas, de acordo com o nível de dano introduzido no
equipamento medido quando de sua aplicação. São destrutivas as técnicas que, para colherem
informações de deformação suficientes para a análise das tensões residuais existentes,
comprometem ou impossibilitam o uso do espécime medido. São semi-destrutivas aquelas
que introduzem algum dano na peça, porém não comprometem sua integridade ou sua
operação. As técnicas não-destrutivas não precisam da remoção material e não provocam
qualquer tipo de dano na peça para a medição de tensões residuais.
Os principais métodos destrutivos são: o método do seccionamento e método de retirada
das camadas, sendo que o principal método semi-destrutivo é o chamado método do furo cego
24
(ASTM E837-94, 1994). Estes métodos mecânicos medem somente as tensões residuais de
tipo 1, as macro tensões residuais. (MACHERAUCH e KLOSS, 1986).
2.3.1. Técnica do Furo Cego ou Hole Drilling
De acordo com Ogata (2003), o método furo cego é um dos mais utilizados para medir
tensão residual, isto se deve a sua relativa simplicidade operacional, devido a isso, a análise
foi padronizada pela ASTM e recebeu o código ASTM E837. Este processo é bem versátil e é
considerado como “semi-destrutivo”, uma vez que o furo feito na amostra é pequeno,
podendo em alguns casos não danificar o componente. Para determinar a tensão residual de
um corpo (peça), este é submetido a um furo que varia de 0,8 a 4,8 mm de diâmetro e
profundidade é 20% superior ao valor do diâmetro para campos de tensão uniformes e 50%,
superior ao valor do diâmetro para campos de tensão não uniformes. Depois de feito o furo, a
região que estava sujeita a tensão residual irá sofrer um alívio de tensão, ou seja, a região
próxima ao furo irá sofrer uma deformação a qual será mensurada com auxílios de
extensômetros, logo podemos conhecer a tensão naquele ponto, esse é o princípio do método
como verificado pela Figura 2.7 abaixo (RODACOSKI, 1997).
Figura 2. 7 – Relação entre as dimensões dos extensômetros e as dimensões do furo,
(RODACOSKI, 1997).
Onde:
D = diâmetro médio do extensômetros,
D0 = diâmetro do furo,
Z = profundidade final.
25
2.3.2. Técnica de Seccionamento
Segundo Lu (1996), são consideradas técnicas destrutivas. Assim as técnicas de
seccionamento têm como princípio a criação de superfícies livres, para promover a
redistribuição das tensões residuais existentes na região seccionada da peça e então
possibilitar sua determinação. Algumas técnicas de seccionamento foram desenvolvidas
exclusivamente para avaliar peças cilíndricas e anelares. Através de cortes radiais em anéis
(que podem ser partes de tubos), pode-se determinar visualmente se ali estão contidas tensões
residuais circunferências compressivas ou trativas, respectivamente, dependendo do
fechamento ou abertura do anel.
Aleong (1991) e Munro (1991) pesquisaram o uso de extensômetros para medir as
deformações geradas pelos cortes. Isto permite fazer uma análise quantitativa das tensões
residuais atuantes no espécime. As informações de deformação fornecidas pelos
extensômetros após a realização de um corte em um anel de acrílico permitiu-se a formular a
Equação 2.3 para determinar as tensões residuais circunferências e radiais do anel.
11
2
11
2
1
32 11
111
1
KK
K
KK
K
K
brKc
cc
brK
cc
KCKCE
i
(Eq. 2.3)
Onde:
r = posição radial;
σθ, σr = tensão residual nas direções circunferencial e radial;
εθ, εr = deformações residuais circunferencial e radial medidas no extensômetro;
εθi = deformação circunferencial medida na superfície interna do anel;
Eθ, Er = módulos de elaasticidade nas direções radial e circunferencial;
K = raiz da razão dos módulos
ρ
φ
EE
De acordo com Vishay (1993), muitas dessas técnicas destrutivas de extensometria e
seccionamento, no entanto, são limitadas às aplicações de laboratório em corpos de prova
cilíndricos ou planos e muitas vezes não são facilmente adaptáveis a equipamentos reais.
26
2.3.3. Técnica da Remoção de Camadas ou da Deflexão
LU, 1996, disse que o método de remoção de camadas também é considerado
destrutivo. Em sua variação mais conhecida o método consiste nas medições das deflexões de
um espécime, após sucessivas remoções de camadas do material avaliado. A técnica é baseada
no princípio de que a deflexão varia após a retirada de uma camada de material tencionado
(que é feita normalmente por usinagem química). Isto ocorre porque o espécime busca uma
nova posição de equilíbrio estático para os esforços internos gerados pelas tensões atuantes no
espécime. Uma ilustração deste princípio é apresentada na Figura 2.8.
Figura 2. 8 – Princípio do Método de Remoção de Camadas, (LU, 1996).
Segundo Macherauch e Kloss (1986) a técnica de remoção de camadas é um dos
principais métodos destrutivos para medir tensão residual. Este método mecânico mede
somente as tensões residuais do tipo 1, as macro tensões residuais.
27
A variação da deflexão, após a retirada de uma camada de material, a partir de uma
espessura e’, pode ser relacionada com a tensão σe, que atuava naquela camada, pela Equação
2.4:
'
2eei22
2
e edf3l8ff
1e8
dedf
1e
34
ν1Eσ
e
ei (Eq. 2.4)
Onde:
E = módulo de elasticidade do material
ν = coeficiente de Poisson
e’= espessura do espécime antes da remoção de determinada camada de espessura “de”
ei = espessura do espécime antes da remoção de qualquer camada
e = espessura final do espécime
l = comprimento na qual a deflexão esta sendo medida
f = deflexão
df = variação da deflexão pela a retirada de uma camada de espessura
fei, fe = deflexão inicial e final, respectivamente.
2.3.4. Técnica de Difração de Raios X
Rudd (1982) e Prevey (1986), disseram que o método da difração de raios X pode ser
considerado como um método não destrutivo de medidas de tensões superficiais. Este é um
método utilizado há mais de quarenta anos e aplicado largamente na indústria automotiva e
aero espacial, sendo adotado por sociedades normativas no Japão e nos Estados Unidos.
Nos últimos anos o desenvolvimento de equipamentos portáteis de raios X tem
ampliado ainda mais a aplicação desta técnica permitindo medidas não destrutivas de tensões
28
em equipamentos industriais (GUROVA, TEODÓSIO E REBELLO, 1997; IVANOV,
MONIN e; TEODÓSIO 1994; AZAROFF, 1968).
De acordo com Cullity (1978) e Azaroff (1968) os princípios básicos para determinação
de tensões residuais pelas técnicas de difração, tais como raios X e difração de nêutrons,
baseiam-se na natureza da estrutura cristalina dos materiais. Em ambos utiliza-se o
espaçamento existente entre os planos da rede cristalográfica como parâmetro de medida de
deformação.
Quando um feixe de raios x é dirigido para a superfície de um corpo, uma parte desses
raios é absorvida pelos átomos enquanto outra parte é enviada de volta em todas as direções
da área irradiada. A matéria que compõe o corpo pode estar estruturada em um arranjo
cristalino, como é o caso dos metais e sais, ou amorfo, como o vidro, os líquidos e os gases.
No caso dos raios X que incidem sobre um corpo cristalino, ao contrario dos corpos de
substâncias amorfas, a dispersão ou espalhamento devido a cada átomo é reforçada em certas
direções específicas com uma variação angular muito pequena. Esse fenômeno é denominado
difração.
De acordo com Damasceno (1993) e Prevey (1986), o ângulo formado pela incidência
dos raios X e o ângulo do raio difratado é designado como 2θ, sendo a metade deste ângulo
denominado ângulo de Bragg, Figura 2.9. Mais precisamente, as condições de difração são
expressas pela lei de Bragg, Equação 2.5:
Figura 2. 9 – Espalhamento escrito pela Lei de Bragg, (PREVEY, 1986).
29
senθd2λn (Eq. 25)
Onde:
n = 1, 2, 3... , denota a ordem da difração, λ é o comprimento de onda do raio X e d é a
distância interplanar do cristal.
Portanto, qualquer mudança na distância interplanar implica na mudança do ângulo de
difração. Então, com o ângulo de difração pode-se estimar o valor da deformação do cristal e,
em consequência, o valor da tensão residual existente naquela região do corpo. A Figura 2.10,
ilustra o modelo do estado plano de tensões.
Figura 2. 10 – Modelo do estado plano de tensões. (PREVEY, 1986).
A tensão residual é calculada a partir das equações de deformação que correlacionam
tensão e deformação no regime elástico. A Figura. 2.10, apresenta o modelo do estado plano
de tensão, o qual é utilizado no desenvolvimento dos cálculos. Assim sendo, admite-se duas
tensões principais σ1 e σ2, e apesar de não ter tensão normal a superfície é admitida uma -
deformação- neste sentido, pois é considerado o coeficiente de Poisson (υ).
Modelo adotado, Equação 2.6, (PREVEY, 1986):
2121
ESin
E (Eq. 2.6)
Sendo a variável “do” a distância interplanar do corpo de prova padrão conforme
mostrado na Figura 2.10, Equação 2.7.
30
d
dd
(Eq. 2.7)
Substituindo a Equação 2.7 na Equação 2.6, consequentemente terá a Equação 2.8
como:
2121
E
SinEd
dd
(Eq. 2.8)
Segundo Neves (2003), como não há carregamento sobre o corpo, a tensão residual
ficará conforme a Equação 2.9:
Ed
dd
(Eq. 2.9).
A equação acima, mostra que o aumento da distância interplanar em relação a distância
padrão resulta em um valor positivo para a tensão e corresponde a uma tensão compressiva no
plano perpendicular ao plano de medida. No caso de uma redução da distância interplanar em
relação a distancia padrão, o valor será negativo e a tensão residual consequente será de
tração.
Há duas geometrias utilizadas para tal fim, a chamada geometria Ψ e a chamada
geometria Ω. Ambas as geometrias procuram satisfazer o chamado método de múltipla
exposição, ou seja, o registro de um conjunto de distâncias interplanares referenciadas à
variação da inclinação da amostra com respeito à sua normal original. Na geometria Ψ, é o
eixo principal de um goniômetro tipo textura que varia para fornecer tal relação, enquanto na
geometria Ω, é o eixo destinado ao ângulo θ (também chamado de eixo Ω) que varia. Ambas
as geometrias têm suas vantagens e desvantagens. A principal diferença entre elas é que para
aplicação da geometria Ψ, há necessidade de um goniômetro especial, o chamado goniômetro
euleriano, enquanto para aplicação da geometria Ω isso não é necessário, basta desacoplar o
movimento θ do 2θ. Portanto, qualquer difratômetro pode ser utilizado para medidas de
tensão residual via geometria Ω, ficando a qualidade da medida a cargo das possibilidades de
linha de difração de alto ângulo (geralmente acima de 140 graus) na amostra e das
possibilidades dos eixos do difratômetro (máximos ângulos 2θ e Ω disponível). A Figura 2.11
abaixo ilustra as duas geometrias comentadas. A Figura 2.11 mostra uma disposição geral dos
31
componentes da medida (amostra, goniômetro euleriano e ângulos associados),
(MACHERAUCH e WOHEFAHUT, 1995).
Figura 2. 11 – Comparação entre a geometria PSI e ÔMEGA, (MACHERAUCH e
WOHEFAHUT, 1995).
Enquanto na geometria Ψ, o ângulo entre a normal da amostra e a direção do vetor de
difração (k) é exatamente Ψ, na geometria Ω, o angulo Ψ é definida pela Equação 2.10:
Ω-22θψ (Eq. 2.10)
Em ambos os casos, a deformação relativa ε, strain, é fornecida pela Equação 2.11:
2121
ESin
E (Eq. 2.11)
Devido ao baixo poder de penetração dos raios X, para determinação de tensões
residuais ao longo da profundidade do material, torna-se necessário remover, através de
ataques eletrolíticos sucessivos, o material da superfície do componente para exposição aos
raios X e assim medir as deformações e então calcular as distribuições das tensões residuais
com a profundidade. (PREVEY, 1986; GUROVA, TEODÓSIO E REBELLO, 1997).
32
As limitações do método de difração de raios-x estão intimamente atreladas a
parâmetros metalúrgicos como as impurezas e vazios, que são muitas vezes impossíveis de
serem detectados para que correções possam ser feitas, e o tamanho de grão. É importante
para a confiabilidade dos resultados que o material medido tenha uma granulometria refinada,
comportamento linear elástico, seja homogêneo e isotrópico, e não possua gradientes de
tensão na região analisada.
Outros fatores limitantes para o emprego do método são: alto custo de seus
equipamentos e a periculosidade devida à radiação atrelada ao processo.
2.3.5. Técnica de Indentação
A indentação causa um reequilíbrio no estado de tensão do corpo o que provoca um
campo de deslocamentos ao redor da indentação. Tais fatores foram observados
qualitativamente através de métodos ópticos (UNDERWOOD , 1973; HUNG, 1997; LONG ,
1997; SUTERIO, 2005;VIOTTI et al, 2004).
Assim com técnicas apropriadas de medição de deslocamentos ou deformações, é
possível estabelecer, através da indentação uma correlação com as tensões residuais existentes
na peça e determiná-las quantitativamente. Um processo e o resultado causado por uma
indentação na superfície de um sólido estão esquematizados na Figura 2.12. Dependendo da
intensidade da força aplicada, o resultado pode ser elástico, elástico-plástico ou totalmente
plástico.
Figura 2. 12 – Processo de Indentação em um sólido, (SULTÉRIO, 2005).
33
Entre os estudos mais recentes sobre o processo de indentação pode-se citar os seguintes
autores: Underwood (1973), Hay (2000) e Swadener (2002), descritos abaixo.
Underwood (1973) descreveu que a deformação plástica local devido a indentação, é
função das suas características de forma, das propriedades do material e da magnitude e
direção das tensões residuais inicialmente presentes no material. A tensão localizada que é
exercida sobre a superfície da peça, é em torno de três vezes maior que a tensão de
escoamento do material, causando uma deformação plástica localizada.
Swadener (2002) apresenta uma descrição de modelos mecânicos baseados em
deslocamentos geométricos sob a luz de experimentos que exibem o efeito do tratamento da
indentação. Um método simples é desenvolvido para combinar o efeito de trabalho de
encruamento e o efeito do tamanho da indentação. Estudos sobre nano indentação exibem
grande aumento na dureza para profundidades menores que 1 µm.
Underwood 1973, Swadener (2002), Hay (2000) e Pharr (1999), disseram que
considerando os vários trabalhos já publicados pode-se afirmar que a determinação das
tensões residuais pode ser correlacionada através dos seguintes efeitos: (1) variação de dureza
no material, (2) relação entre força e a profundidade de indentação, (3) medição da forma
geométrica da indentação, (4) medição da deformação ao redor da indentação.
Medição de variação de dureza é apropriada para materiais que não apresentam
gradientes ou variações de tensões na superfície. Uma variedade de tensão na superfície pode
causar uma mesma tendência do material escoar sobre pressão e apresentar valores
semelhantes de tensão.
Medição da relação entre força e a profundidade de indentação, tem sido tópico de
considerável interesse nos últimos anos. Este método é baseado no registro, através de uma
gravação contínua, da variação da carga P em função da profundidade de penetração h.
O interesse na medição da relação entre força e profundidade da indentação, é atribuído
às aplicações de medição de dureza, determinação de propriedades de materiais piezolétricos,
determinação de resistência a fratura e determinação de tensões residuais, de acordo com o
tipo de indentador. Muitas destas aplicações ainda apresentam limitações, principalmente
pelas complicações na interpretação clara dos resultados da indentação, que são afetados pelas
propriedades plásticas do material. Por exemplo: em uma liga com baixa deformação de
34
encruamento, o material deslocado plasticamente tende a fluir e acumular-se nas faces do
indentador devido a incompressibilidade do material no regime de deformação plástica
(acúmulo de material ou piling-up), Figura 2.12. Por outro lado em ligas com alta deformação
de encruamento, a região plasticamente deformada é empurrada para fora do indentador
mantendo a impressão abaixo do nível da superfície inicial (afastamento de material ou sink-
in), Figura 2.13. A consequência do acúmulo ou não de material entorno do indentador, causa
grandes diferenças na área de contato real em relação à área de contato aparente. O fenômeno
de piling-up e sink-in são fenômenos localizados de escoamento que dependem
exclusivamente das propriedades mecânicas do material. A quantificação de tensões residuais
é realizada através da comparação de um material com tensões residuais e outro ou o mesmo,
livre de tensões. A Figura esquematiza o método de medição baseada na relação força-
profundidade. As tensões residuais são determinadas pela Equação 2.12.
0
resres A
Pσ (Eq. 2.12)
Onde:
σres = tensão residual do material ensaiado (MPa)
α = constante característica do indentador e do material.
Pres = carga residual de indentação entre o material com tensões residuais e o material
livre de tensões residuais.
A0 = área projetada da indentação.
35
Figura 2. 13 – Representação esquemática de acúmulo de material (piling- up), e de
afastamento de material (sink-in), em torno de um indentador (SULTÉRIO, 2003).
A grande desvantagem deste método é que algumas questões sobre a constante α ainda
não estão solucionadas, além de que, na condição uniaxial, α é aproximadamente 3, e na
condição biaxial isotrópica (σx = σy), e α assume valor aproximadamente 1,5. Outras
desvantagens são: a necessidade de se ter outro material livre de tensões residuais para ser
utilizado como referência, e o conhecimento da característica de relação tensão deformação á
curva carga deslocamento de indentação conforme Figura 2.14.
36
Figura 2. 14 – Representação esquemática da característica de relação tensão-deformação
para cada curva carga-deslocamento de indentação para alguns materiais idealizados
(SULTÉRIO, 2005)
Sendo:
a - material elástico,
b - material elástico plástico linear,
c - material elástico-plástico ideal,
d - material rígido plástico ideal.
Medição da forma geométrica da indentação consiste na determinação da relação entre a
carga de indentação e a área verdadeira de contato (projetada). É essencial na extração das
propriedades mecânicas do material, contudo apresenta dificuldades na determinação da
relação entre a verdadeira área de contato A e a profundidade de penetração do indentador h
no material a ser testado. É apropriada para materiais que não apresentam gradientes ou
variações de tensões na superfície.
Apresenta-se como o método mais indicado para a análise quantitativa. Até o momento
não foi encontrado na literatura um estudo que aponte um modelo matemático analítico
37
apropriado, simples e de fácil implementação. A sensibilidade deste método é maior quanto
maior for o diâmetro da esfera e quanto maior a força de indentação. Tem como grande
vantagem determinar o sinal e a direção das tensões residuais presentes na superfície da peça.
Por outro lado, tem como desvantagem as dificuldades em quantificar o valor de tensões
residuais e necessidade de se conhecer as propriedades mecânicas do material da peça a ser
medida. (UNDERWOOD, 1973; SWADENER, 1999; HAY, 2000; PHARR, 1999). De
acordo com a Figura 2.15, a impressão deixada pelo penetrador na peça, de acordo com a
carga máxima de descida do punção permite a medida de indetação.
Figura 2. 15 – Método da Indentação para determinação da curva carga e profundidade.
Segundo Bocciarelli e Maier (2007), recentemente o método de ensaio de indentação
instrumentada, vem sendo empregado para medir tensão residual. Espera-se que um material
deformado a frio, submetido a um ensaio de dureza superficial, apresente um resultado
diferente do resultado do mesmo ensaio em um material não deformado. Se a natureza das
tensões residuais na superfície forem trativas, o ensaio apresentará um valor menor para a
dureza superficial em relação ao material não deformado. Em caso contrário, sendo
compressivas as tensões residuais na superfície, a penetração será mais difícil e o resultado do
ensaio apresentará valores maiores. Isto é verificado pela Figura 2.16 abaixo.
38
Figura 2. 16 – Comportamento da dureza perante a variação da tensão residual (SURESH e
GIANNAKOPOULOS, 1998).
A grande vantagem deste método é a pequena impressão deixada, sendo este
procedimento utilizado em ensaios de micro e nano-dureza e sem a necessidade de
equipamentos sofisticados, e seu baixo custo.
2.3.6. Técnica da Difração de Nêutrons
Lu (1996), pesquisou o método de medição de tensões por difração de raios nêutrons e
concluiu que segue o mesmo princípio do método de difração de raios-X. O método se baseia
na variação das distâncias entre planos medidas com as tensões atuantes no espécime. A
capacidade de penetração dos raios nêutrons é maior do que a dos raios-X, o que permite a
análise de porções maiores.
De acordo com Rustichelli (1996), uma das mais severas limitações da difração de raios
X é apequena capacidade de penetração e a grande absorção desta radiação pelo material,
permitindo apenas medidas superficiais de uma pouca centenas de angstrons. A determinação
de medidas de tensões ao longo da espessura do material por esta técnica implica na remoção
de metal da superfície do material sendo neste caso considerado um método destrutivo.
O método da difração de nêutrons é um método não destrutivo. Devido ao alto poder de
penetração dos nêutrons, permite realizar medidas de tensões residuais em materiais de grande
espessura, aproximadamente 20x10-3 m em aços, o que torna o método superior ao de difração
de raios X para medidas de deformação interna.
39
Sendo uma técnica poderosa, é utilizada para validar outros métodos menos precisos,
porém mais simples e portáteis (RUSTICHELLI, 1996).
Por Dreele (1994), a difração de nêutrons, até o presente, têm sua aplicação restrita a
poucas instalações, que possuem um reator nuclear ou fonte de nêutrons necessárias para a
produção de fluxos neutrônicos da ordem de 1017 a 1019 n/m³s.
As principais desvantagens do método estão no custo do equipamento utilizado e na
disponibilidade de fontes de nêutrons.
2.3.7. Técnica de Ultra-Som
Rudd (1982) estudou que o método do ultrassom baseia-se na variação linear da
velocidade do som com a tensão aplicada, induzida por deformação. As tensões são medidas
pela indução de uma onda sonora com frequência variando de um até vários megahertz em um
material metálico.
Segundo Oliveira (2006), as técnicas de medição de tensões com ultrassom baseiam-se
no fato de que a velocidade de propagação das ondas ultrassônicas varia aproximadamente de
forma linear com o nível de tensões do espécime avaliado. As duas variações mais conhecidas
desta técnica são: a medição direta da variação da velocidade de propagação da onda, usando
a Equação 2.13, e a medição explorando o efeito da birrefringência.
σKVV 0 (Eq. 2.13)
Onde:
V = velocidade de propagação no espécime tencionado,
V0 = velocidade de propagação no espécime isento de tensões,
K = parâmetro dependente do material conhecido por constante acustoelástica,
σ = tensão atuante.
Segundo Oliveira 2006, a medição de tensões que faz uso dos efeitos de birrefringência
acústica é também conhecida por acustoelasticidade. Esta técnica relaciona a diferença
relativa entre as velocidades de duas ondas ultrassônicas com direções de polarização
40
ortogonais e que se propagam em um mesmo volume de material com a diferença entre as
tensões atuantes nas direções das ondas. As Equações 2.14 e 2.15 representam o caso em que
as direções dos eixos principais coincidem com as direções onde a tensão cisalhante é nula.
210BB m (Eq. 2.14)
2tttt
2VVVVB
t1
1t
t1
t1
(Eq. 2.15)
Onde:
B = birrefringência induzida pelo fator micro estrutural (textura) e pelo estado de tensão
do material,
B0 = birrefringência inicial, induzida apenas pela textura,
m = constante acustoelástica do material,
σ1, σ2 = tensões principais,
Vl, Vt = velocidades da onda cisalhante nas direções longitudinal e transversal do
espécime.
Medições de birrefringência acústica em tubos recém-fabricados podem ser encontradas
em Bittencourt et al (2000).
2.3.8. Técnica Barkhausen
Segundo Lu (1996), é aplicável apenas a materiais ferromagnéticos. Tais materiais são
constituídos de regiões microscópicas magneticamente ordenadas conhecidas por domínios,
sendo que cada domínio é magnetizado segundo direções cristalográficas preferenciais à
magnetização, como ilustrado na Figura 2.17 abaixo.
41
Figura 2. 17 – Arranjo das direções preferenciais de magnetização de domínios num material
policristsalino, (LU, 1996).
A aplicação de um campo magnético ou de tensões mecânicas provoca um rearranjo na
orientação magnética dos domínios. Este rearranjo acontece de forma que, à medida que o
material assume uma magnetização, as regiões se unem formando áreas maiores de mesma
orientação magnética. Este crescimento da área igualmente orientada magneticamente ocorre
de forma incremental e rápida, gerando o que é conhecido por “Ruído de Barkhausen”. A
técnica tem como princípio a medição da amplitude desses ruídos. A medição de tensões
residuais com este método é baseada em curvas de calibração obtidas através da aplicação de
tensões conhecidas em espécimes, que não precisam necessariamente estar livres de tensões,
contanto, que o limite elástico do material não seja excedido, o que impossibilitaria a
separação entre as tensões aplicadas e as pré-existentes. Existem dois tipos de curvas de
calibração para o método, sendo uma para estados uniaxiais e outra para estados biaxiais.
A principal aplicação do método de Barkhausen, porém, é para indicação qualitativa,
pois em uma análise quantitativa, se as características do material medido não forem muito
bem conhecidas, os resultados podem ser muito ruins quando comparados com os métodos de
raios-x e do furo cego.
2.3.9. Tabela Comparativa das Técnicas de Medição de Tensões Residuais
Lu (1996) elencou alguns dos principais aspectos a serem considerados na seleção de
uma técnica de medição de tensões residuais. Esta análise comparativa encontra-se resumida
na Tabela 2.2 a seguir:
42
Tabela 2.2 - comparativa entre as principais técnicas de medição de tensões residuais, (LU,
1996).
Técnica Furo Cego
Deflexão Seccionamento Raios X Difração de Nêutrons
Ultrassom Magnética
Tipo de Tensão
Residual Analisado
Tipo 1 Tipo 1 Tipo 1 Tipo 1 , Tipo 2
ou Tipo 3
Tipo 1 e Tipo
2
Tipo 1 + Tipo 2 + Tipo 3
Tipo 1 + Tipo 2 + Tipo 3
Informação obtida
na medição
Deformação superficial ou
deslocament
o
Deformação ou
deflexão
Deformação superficial ou deslocamento
Variação das
distâncias
interplanares
Variação das
distâncias
interplanares
Variação de
velocidades de
propagação de ondas
ultra-sônicas
Amplitude do
ruído de Barkhausen ou
permeabilidade
magnética
Porção mínima de material
analisado
0,5 mm²
1000mm² se for
medida a deflexão e100mm² se for a
deformação
100mm² 0,5 mm² 4mm² 0,1mm² para a
técnica das freqüência
s altas
30mm² para a técnica
convencional
1mm² para o
método de ruído
de Barkhau
sen e 100mm² para o
método de
permeabilidade
magnética
Profundidade
mínima
20 µm 20 µm 1 a 2 µm Até dezenas
de mícrons
1mm 15 µm até 100 µm
Custo do Equipamento US$
10.000 a
50.000
1.000 15.000 10.000 a 200.000
Algumas
centenas de milhõ
es
40.000 a 200.000
40.000 a 200.000
43
Portabilidade
Sim Não Sim Sim Não Sim Sim
Tempo médio
para obter a primeira medição e estabelece
r um perfil de tensões
respectivamente
40 mim e
2 horas
30 mim e 8 horas
40 mim e entre 5 e 20 horas
20 mim e 8 horas
2 horas e uma seman
a
Alguns minutos e
20 minutos
Instantâneamente
e 10 minutos
Incerteza em
situações normais
±20MPa
±30MPa ±10MPa ±20MPa ±30MPa
10 a 20 MPa
10 a 20 MPa
Profundidade de
Inspeção
0,02 a 0,15 mm
0,1 a 3 mm
Todos acima de 1 mm
1 a 50µm 2 a 50 mm
0,015 a 3 mm
0,1 a 1 mm
2.4. Lubrificantes e Lubrificação
Lubrificante é todo ou qualquer material sólido ou líquido de baixa resistência ao
cisalhamento, cuja função é a de manter separadas as superfícies da ferramenta (punção e
matriz) do material a conformar, reduzindo o atrito.
O desempenho dos lubrificantes na estampagem de peças pode ter um impacto
significativo no processo, como em algumas aplicações de embutimento e estiramento.
Dieter (1996), afirma que os lubrificantes reduzem o atrito ao introduzirem uma
interface que seja facilmente cisalhada.
Keeler (2001) define uma barreira lubrificante como sendo um filme que isola
completamente a superfície da chapa metálica da superfície da matriz, conforme a Figura 2.18
abaixo.
44
Figura 2. 18 – Esquema da barreira lubrificante isolando a superfície da ferramenta da
superfície da chapa metálica, (KEELER, 2001).
Parâmetros tais como viscosidade, molhabilidade, aditivos de extrema pressão e
refrigeração eficiente podem afetar significativamente a vida da ferramenta, qualidade da
peça, limite de conformação e em geral a produtividade.
Segundo Kren (2004), projeto e material da ferramenta, material da peça, equipamento,
método de aplicação e operações de pré e pós-processo, afetam o desempenho do lubrificante.
De acordo com Altan (1983) e Kobayashi e Altan (1989), nos processos de
conformação, o escoamento de material é causado pela pressão transmitida pela matriz para a
peça conformada. Portanto, as condições de atrito na interface matriz material têm influência
no escoamento do metal, formação de defeitos superficiais e internos, tensões e forças
atuantes no processo. Tais condições dependem basicamente do tipo de lubrificação adotada.
Para aperfeiçoar o desempenho da ferramenta, segundo Altan (1989), deve se avaliar as
funções básicas dos lubrificantes tais como controlar o atrito e consequentemente reduzir o
desgaste da ferramenta, prevenir contra “galling” (aderência progressiva do material da peça
na ferramenta), reduzir os esforços necessários à conformação, diminuir as etapas de
estampagem, aumentar os limites de deformação, proteger contra corrosão e dissipar o calor.
Os primeiros são realizados utilizando mecanismos de lubrificação. O calor é dissipado
através do veículo usado para transporte do lubrificante. Sob condições a seco, nenhum
lubrificante é utilizado na interface e somente às camadas de óxido presentes na matriz e na
matéria prima estão presentes. Neste caso, o atrito é alto, situação desejável em pequeno
número de operações de conformação.
Segundo Trivett, Elenteny e Manfreda (2004), são três os mecanismos de lubrificação:
45
a) Lubrificação hidrodinâmica
b) Lubrificação limite
c) Lubrificação EP (Extrema Pressão).
2.4.1. Lubrificação Hidrodinâmica
Condições hidrodinâmica, segundo Klann (2000), existem quando uma espessa camada
de lubrificante está presente entre as matrizes e a peça. Embora funcione como lubrificação no
motor automotivo, contribui pouco na estampagem. A eficácia da lubrificação hidrodinâmica
diminui com o aumento da força e a temperatura entre as superfícies. Tipicamente, a
temperatura e a pressão existente na interface da peça com a ferramenta nas operações de
estampagem ultrapassam o limite de resistência da lubrificação hidrodinâmica, então
lubrificação limite, lubrificação EP ou uma combinação destas é requerida.
Segundo Trivett, Elenteny e Manfreda (2004), a lubrificação hidrodinâmica age como
um filme que separa as superfícies da peça da ferramenta em condições de baixa pressão.
2.4.2. Lubrificação Limite
Segundo Trivett, Elenteny e Manfreda (2004), é realizada usando aditivos polares ou
surfactantes, que tenham atração com a superfície do metal. Esta afinidade promove uma
barreira que protege a ferramenta e a peça.
Lubrificação limite pode ter derivados gordurosos, como banha de porco, álcool
gorduroso, entre outros e surfactantes que são superfícies ativas no material. Aditivos polares,
adicionados para agirem como um mecanismo lubrificante acentua também a característica de
molhabilidade do lubrificante, assegurando uma camada contínua na superfície do metal.
Lubrificação limite, de acordo com KLANN (2000), representa uma importante função
na estampagem com lubrificante, mas gorduras e sabões são ineficientes principalmente
acima dos 100°C, então eles são usados em combinação com os lubrificantes Extrema
Pressão.
46
2.4.3. Lubrificação Extrema Pressão (EP)
São dois tipos: mecânica e química. Ambas podem separar eficientemente a ferramenta
da peça controlando o atrito, reduzindo o desgaste da ferramenta, prevenindo “galling” e
aumentando os limites de conformação.
Aditivos típicos EP são carbonato de cálcio e bissulfeto de molibdênio. Infelizmente
filmes mecânicos tendem a desenvolver sujeira no equipamento e são incompatíveis com o
pós-processo. Evidentemente, estarão presentes, impregnados, em ferramentas com geometria
mais complexa.
De acordo com Godwin (2004), aditivos EP químicos tal como enxofre, cloro ou
fósforo são utilizados mais frequentemente. Eles reagem na interface entre a ferramenta e a
peça, formando sais metálicos, agindo como superfície de sacrifício.
Os requisitos EP, segundo Klann (2000), para uma variedade de metais para
conformação e operações de estampagem, podem ser completamente diferentes. Por exemplo,
embora uma simples operação de furação possa ser realizada sem aditivos químicos EP, o uso
de cloro, fósforo, ou enxofre pode aumentar significativamente a vida da ferramenta. O filme
químico protege o punção principalmente durante o retorno, onde ocorre o maior desgaste
devido ao retorno elástico da peça.
Muitas vezes, as peças são geradas através de operações severas de estampagem, então
uma combinação de lubrificação limite e EP são desejáveis.
Além de garantir que as áreas mais críticas receberão a lubrificação requerida,
especialmente em matrizes de multi-estágios, para não ameaçar e inibir a velocidade ou a vida
da ferramenta, e, por conseguinte, a produtividade.
2.5. Corrosão Localizada
Gentil (1996) e Fontana e Greene (1978), disseram que corrosão pode ser definida como
a destruição ou a deterioração de materiais por ação química, eletroquímica ou física do meio
ambiente, aliada ou não a esforços mecânicos. Pode-se considerar também a corrosão como o
inverso do processo metalúrgico, cujo objetivo principal é a extração do metal a partir de seus
minérios ou de outros compostos, ao passo que a corrosão tende a oxidar o metal, como
indicado na Figura 2.19. A corrosão pode incidir sobre diversos tipos de materiais, sejam
47
metálicos, como os aços e outras ligas metálicas, ou não metálicas, como plásticos, cerâmico
ou concreto.
Figura 2. 19 – Corrosão como o inverso do processo metalúrgico, (PIMENTA, 2011).
Os processos de corrosão são reações químicas que ocorrem em meio não aquoso
(corrosão seca) ou reações eletroquímicas (corrosão em meio aquoso) que ocorrem
geralmente na superfície de separação entre o metal e o meio corrosivo. Essa distinção entre
os dois processos, corrosão aquosa e corrosão seca, justifica-se por algumas diferenças nos
mecanismos da reação de natureza eletroquímica que ocorre em soluções aquosas,
comparadas com a formação da fina camada de óxido em contato com o ar ou outra atmosfera
oxidante a altas temperaturas (GENTIL, 1996; ASM HANDBOOK, 2003).
Os processos de corrosão química são, por vezes, denominados corrosão ou oxidação
em altas temperaturas. Tais processos corrosivos se caracterizam basicamente por: ausência
da água líquida; temperaturas, em geral, elevadas, interação direta entre o metal e o meio
corrosivo. Os processos de corrosão eletroquímica se caracterizam basicamente por ocorrerem
na presença de água no estado líquido; grande maioria na temperatura ambiente; formação de
uma pilha ou célula de corrosão, com a circulação de elétrons na superfície metálica. As
reações eletroquímicas envolvem mudanças de valência, que é a oxidação ou a redução dos
elementos. Oxidação é a retirada de elétrons, resultando em um aumento do número de
valência, e redução é a adição de elétrons, diminuindo assim a valência.
De acordo com Gentil (1996) e ASM Handbook (2003), o potencial de eletrodo mostra a
tendência de uma reação se passar no eletrodo e a medida da facilidade com que os átomos do
eletrodo perdem elétrons ou a facilidade com que os íons recebem elétrons. O potencial de
48
eletrodo é um importante parâmetro do processo de corrosão. Este potencial é usado nos
cálculos de corrosão e pode ser medido tanto em laboratório, quanto em campo.
O potencial de um eletrodo pode ser determinado pela medida do potencial em uma
célula eletroquímica entre este eletrodo e um eletrodo de potencial constante, denominado
eletrodo de referência. Assim, os valores relativos de potenciais podem ser determinados
experimentalmente usando-se o eletrodo padrão de Calomelano Saturado que foi escolhido
como referência e, arbitrariamente fixado como tendo potencial de 0,246 V á temperatura de
25ºC. O potencial de eletrodo padrão de um elemento é a diferença de potencial, expressa em
volt, entre o elemento e uma solução 1M (molar) de seus íons em relação ao eletrodo normal
de hidrogênio.
2.5.1. Polarização
Em um sistema de corrosão em equilíbrio eletroquímico, os fluxos de corrente anódica e
catódica são equivalentes, não havendo, portanto, fluxo líquido de corrente. Entretanto, se
uma corrente elétrica é imposta ao eletrodo, o potencial altera-se de forma a se opor à corrente
aplicada, gerando uma pequena diferença de potencial.
Quando isto ocorre, diz-se que o eletrodo está polarizado, e essa diferença de potencial é
denominada sobrepotencial (GENTIL, 1996).
2.5.2. Curvas de Polarização
As modificações no potencial de eletrodo resultante da polarização provocam mudança
no valor deste potencial, alterando o ponto de equilíbrio, fazendo com que o potencial anódico
desloque no sentido catódico e vice-versa.
A determinação experimental da curva de polarização de certo material, num dado
eletrólito, pode ser feita por dois métodos distintos: o método galvanostático e o método
potenciostático.
a) - Método Galvanostático
O método mais simples, e também o mais antigo, é o galvanostático, que é caracterizado
pelo fato de ter como variável de controle a intensidade da corrente que circula no sistema, a
qual é variada por meio de uma resistência.
49
b) Método Potenciostático
O método, de que se dispõe para a realização de ensaio de polarização, é o método
potenciostático, o qual apresenta como variante o método potenciocinético. Este método é
caracterizado pelo fato de ter como variável de controle o potencial e não a intensidade da
corrente, como no modo galvanostático. A célula de polarização é semelhante à do método
galvanostático, porém a aparelhagem requerida é diferente. Para variar o potencial aplicado ao
corpo de prova em estudo é necessário um potenciostato, que é um aparelho bem mais
complexo. Por meio do potenciostato varia-se, no sentido anódico ou no catódico, o potencial
do metal em relação ao eletrodo de referência.
Para cada valor do potencial imposto, o sistema demanda certa corrente que é suprida
pelo próprio potenciostato.
A curva de polarização catódica que se obtém por este método é semelhante à obtida
pelo método galvanostático, porém a curva anódica para metais que apresentam a transição
ativa/passivo tem aspecto completamente diferente. Curvas deste tipo não poderiam ser
obtidas pelo método galvanostático.
Figura 2. 20 – Potencial anódico e catódico e curva anódica e catódica. (PIMENTA 2011).
A polarização pode ser vista como uma forma de resistência do eletrodo à corrente
elétrica aplicada; sendo que, ao contrário da queda ôhmica, o potencial não é uma função
linear da corrente.
50
2.5.3. Tipos de corrosão em carrocerias de automóveis
De acordo com Marques (2008), a corrosão de metais pintados, particularmente as
carrocerias de automóveis, é geralmente caracterizada como corrosão cosmética ou
perfurante. A corrosão de chapas de aço pintadas que se inicia na superfície interna do painel
da carroceria, penetra através da chapa e, eventualmente, surge na superfície externa como
uma oxidação vermelha é conhecida como corrosão perfurante. Essa frequentemente ocorre
em locais onde o desengraxamento, a fosfatização e a pintura são dificultadas, tais como
dobras e frestas ou em trincas que coletam poeira, sais, água e/ou vapor. O termo corrosão
cosmética é aplicado a um ataque que é iniciado na superfície externa, usualmente em regiões
onde a pintura foi danificada. Embora esse tipo de corrosão possa eventualmente levar à
perfuração, a principal preocupação é com a aparência. A corrosão cosmética é normalmente
relacionada com: (1) corrosão vermelha – mancha avermelhada e esfoliação na região do risco
na pintura; (2) deterioração da tinta – corrosão sob a película de tinta e perda de aderência na
região do risco e (3) perfurações – remoção da pintura devido aos efeitos combinados de
corrosão e danos causados por impactos por pedras e pequenos fragmentos presentes nas vias
de rodagem. Em resumo, a direção de propagação das corrosões cosmética e perfurante pode
ser descrita como sendo paralela e perpendicular à superfície, respectivamente, como
mostrado na Figura 2.21.
Figura 2. 21 – Exemplos de corrosão cosmética e perfurante. (MARQUES, 2008).
2.5.4. Levantamento de curvas potencial pelo tempo
O levantamento de curvas potencial vs. tempo permite obter informações preliminares
quanto ao valor do potencial de corrosão do material, o tempo necessário para que o potencial
se estabilize e o tempo para que ocorra a formação de um filme de óxido capaz de oferecer
resistência ao processo corrosivo, passivando a superfície da amostra.
51
2.5.5. Aços Revestidos de Zinco
Segundo Nevison (1992), o zinco oferece três formas de proteção:
a) uma forte e dura camada de revestimento que protege o metal do contato com o
ambiente corrosivo;
b) proteção galvânica (sacrificial), quando o revestimento é sujeito a danos
mecânicos e o metal base, mais nobre que o zinco, fica exposto ao meio, e,
c) ação protetora adicional às menores descontinuidades no revestimento, como
resultado da formação de produtos de corrosão acumulados na área danificada,
que tendem a formar uma barreira para proteção eletroquímica adicional.
(STRAVOS e GAMBRELL, 1992).
De maneira geral os aços revestidos com zinco, "galvanizados”, como são chamados,
vêm sendo utilizados há mais de cem anos, e por sua longa história de uso, têm sido estudados
e expostos a uma série de meios e ambientes corrosivos. Muitos processos são empregados na
aplicação deste revestimento. Cada um atribui uma característica à camada protetora.
2.5.6. Aços galvanizados na indústria automotiva
Nos anos 50, os fabricantes de automóveis tinham o desafio de reduzir os problemas de
corrosão das carrocerias. A resposta veio através da utilização de chapas de aço revestidos,
especialmente as revestidas com zinco, pelo processo de galvanização por imersão a quente.
Desde então, o uso de revestimentos de zinco na indústria automobilística, tem aumentado
constantemente (CORROSION IN THE AUTOMOTIVE INDUSTRY, 1993).
A eletrogalvanização possuía a capacidade de apresentar um revestimento de zinco
uniforme e mais fino que o obtido da galvanização por imersão a quente, proporcionando um
melhor acabamento dos veículos (USIMINAS, 2000).
O aço eletrogalvanizado é produzido pela eletrodeposição de um filme aderente de
zinco sobre o substrato metálico. Estes revestimentos não são tão espessos quanto os
produzidos por galvanização por imersão a quente e são principalmente utilizados como base
para tinta. O zinco puro depositado é altamente dúctil e por sua excelente adesão, o
revestimento permanece intacto após inúmeras deformações, (NEVISON. C.H., 1992.).
52
A estrutura do revestimento eletrogalvanizado é mais homogênea e simples por ser
composta de zinco puro. Sua aparência pode variar de acordo com aditivos e tratamentos
especiais quando um fino acabamento for necessário. Geralmente são tratados com cromato
para melhorar a aparência, reduzir manchamento e retardar a formação de corrosão branca,
que ocorre sobre condições de alta umidade. Já o tratamento com fosfato, melhora a aderência
de acabamentos orgânicos, além de aumentar a resistência à corrosão atmosférica do aço.
Em peças que não podem ser galvanizadas por imersão a quente, especialmente onde
uma alta temperatura traria danos, a eletrodeposição pode ser aplicada, permitindo um
processo contínuo de revestimento com zinco. A Figura 2.22 mostra o recobrimento formado
por uma camada externa de Zn e várias camadas de liga Fe-Zn que estão unidas
metalurgicamente ao metal Base.
Figura 2. 22 – Recobrimento formado por uma camada externa de Zn e várias camadas de
liga Fe-Zn. (AMERICAN GALVANIZERS ASSOCIATION, 2005).
Existem muitas geometrias de células para o processo de eletrogalvanização, como a
vertical, a horizontal e a radial. Há muitas variações de projeto, no entanto as linhas utilizadas
hoje podem ser classificadas nestes três tipos de células (LINDSAY e O'KEEFE, 1994).
53
2.6. RUGOSIDADES Ra e RZ
Sob o ponto de vista funcional, a rugosidade tem uma importância estritamente
relacionada com a aplicação do produto. Ela pode influenciar nas propriedades ópticas,
mecânicas, elétricas e magnéticas. Entretanto, não existe ainda uma teoria generalizada que
explica a influência da rugosidade superficial sobre os fenômenos físicos.
Uma superfície de uma peça qualquer, por exemplo, um bloco de motor, quando
observada a olho nu, em geral, parece perfeita. Uma análise mais detalhada da mesma mostra
que existe uma série de imperfeições, desde aquelas observadas e mensuráveis com
instrumentos comuns de medição tais como micrômetros e relógios comparadores (erros
macrogeométricos), até erros considerados microgeométricos possíveis de serem medidos
somente com instrumentos especiais. Os erros microgeométricos são conhecidos como
rugosidade superficial.
Em geral, vários fatores são usados na medição da rugosidade superficial. Um perfil de
rugosidade consiste de um componente de alta frequência (a rugosidade propriamente dita) e
dois componentes de baixa frequência (ondulações e erros de forma). Essa diferenciação é, na
realidade, essencialmente uma questão de escala de medição. O primeiro grupo de parâmetros
são aqueles relacionados à amplitude, por exemplo, rugosidade Ra, Rz, Rt, Ry, Rp e Rv,
dentre outros. Os parâmetros de espaçamento mais comuns são curvatura de pico e curvatura
de vale, e inclinação. Sera abordado neste trabalho para medidas de rugosidade a rugosidade
Ra e Rz.
2.6.1. Rugosidade Ra
Rugosidade Ra é a média aritmética dos valores absolutos dos desvios do perfil (Yi) a
partir da linha média como mostra a Figura 2.23 abaixo. As medidas de rugosidade Ra são
tomadas porque é o parâmetro de medição mais utilizado e aplicável a maioria dos processos
de fabricação e quase todos os equipamentos apresentam este parâmetro.
54
Figura 2. 23 – Rugosidade média Ra
2.6.2. Rugosidade Rz
Rugosidade Rz, é a média aritmética dos 5 valores de rugosidade parcial, sendo que
define-se por rugosidade parcial (Zi) a forma dos valores absolutos das ordenas das dos
pontos de maior afastamento, acima e abaixo da linha média, existentes dentro de um
percurso de amostragem comomostra a Figura 2.24 abaixo. O máximo valor de Zi em todos
os percursos de amostragem é chamado de máxima média pico vale- Ry e a média aritmética
dos valores Zi’s denominado rugosidade média Rz.
Figura 2. 24 – Rugosidade média Rz
55
3. MATERIAIS E MÉTODOS
Este capítulo apresenta a metodologia empregada para a detecção de tensão residual
induzida durante o processo de estampagem. Vários tipos de óleos lubrificantes foram
utilizados durante o processo para verificar a influência destes na geração das tensões. Serão
confrontados os resultados em análise do óleo de lubrificação típico utilizado no processo de
fabricação que é de base mineral com os óleos vegetais usados de maneira opcional. O
procedimento adotado na preparação da ferramenta de estampagem para a geração dos corpos
de prova, até as condições dos testes serão descritos. Verificou-se através do DRX se houve
surgimentode tensões residuais após o processo de conformação. Foi Verificada também a
influência dos lubrificantes nas tensões geradas nos ângulos de dobras da peça em estudo
assim como a rugosidade Ra e Rz, força de estampagem e corrosão Localizada. 0
3.1. Introdução
Para a realização deste trabalho, foi confeccionada uma ferramenta tipo macho e fêmea.
Foi extraído parte da carroceria de um automóvel. Foi feito o projeto desta parte em
dimensões reais com a finalidade de gerar os corpos de prova. A matéria prima utilizada é a
mesma empregada pela indústria automotiva. Os corpos de prova são de aço
Eletrogalvanizado Intersticial Free que é o material utilizado pela indústria automobilística na
confecção das carrocerias do automóvel Fiat Palio e de fabricação da Usiminas. Uma maior
abrdagem sobre a matéria prima empregada será detalhada mais adiante.
Durante a estampagem, foram empregados cinco tipos de lubrificantes.
O primeiro deles é um óleo refinado de petróleo com nomenclatura de Tirroil Stamp
que é o utilizado no processo industrial de estampagem pela Fiat Automóveis. Os outros
lubrificantes empregados foram óleos de fontes vegetais: de milho, de canola, de soja e de
girassol, adquiridos diretamente do mercado comercial a varejo. Os lubrificantes foram
utilizados no estado como recebido. Todos os óleos obedeceram a um padrão em relação às
datas de fabricação e validade. As viscosidades dos óleos em estudo bem como as datas de
fabricação seguem conforme Tabela 3.1 abaixo:
56
Tabela 3.1 - Parâmetros dos óleos utilizados como lubrificantes
Óleo Tirroil Stamp Soja Milho Girassol Canola
Viscosidade mPas
140 50.33 53.05 54.50 60.44
Fabricação validade
2013 15/03/2011 02/03/2011 17/02/2011 03/03/2011
3.2. Confecção da Ferramenta de Estampagem
Na construção da ferramenta de estampagem, uma das principais fases foi a seleção do
aço, tendo sempre em vista à aplicação que será dada a ferramenta. O material usado na
confecção da ferramenta é o aço AISI H13. Foi confeccionada no Centro de Usinagem
Vertical Discovery 560 da RomiTM, alocado no Laboratório de Usinagem da Universidade
Federal de São João Del-Rei uma ferramenta para estampagem a frio tipo macho fêmea. O
objetivo de se criar este dispositivo é gerar corpos de provas para os experimentos como
mostra a Figura 3.1.
Figura 3. 1 – Ferramenta para estampagem tipo macho e fêmea
57
A dureza da ferramenta medida, inicial, foi de 20 RB. Isto devido ao estado inicial do
material ser recozido (matéria prima da ferramenta). Enfim, eliminar os efeitos de quaisquer
tratamentos térmicos ou mecânicos a que o aço tiver sido anteriormente submetido.
Para a elevação da dureza, foi feito o tratamento térmico de têmpera, onde se introduziu
a ferramenta no forno Lavoisier alocado no Laboratório de Materiais da UFSJ, de atmosfera
aberta controlada, com temperatura máxima de 1200º C. Elevou-se a temperatura para 650º C
estabilizando-a por 20min. Após a estabilização, elevou-se a temperatura para 1025º C
permanecendo por 2h. Para se evitar a formação de carepas (que é a oxidação da superfície do
aço), introduziu-se a ferramenta dentro de uma caixa de grafite. No procedimento seguinte, a
peça sofreu um resfriamento brusco em óleo de têmpera concluindo assim a etapa. A dureza
sofreu uma alteração significativa sendo que o macho alcançou 66 RC e a fêmea 60 RC. A
têmpera tende a tornar o aço excessivamente duro (pouca elasticidade) e frágil (pouca
resistência ao choque) e a criar tensões internas, o que é corrigido pelo revenimento, que
consiste em reaquecer a peça temperada a uma temperatura inferior à de temperatura da
têmpera (zona crítica-fase austenítica).
Para o Revenimento, elevou-se a temperatura á 600º C estabilizando-a por um tempo de
45 min, também dentro da caixa de grafite. Foi retirada a ferramenta do forno e resfriada á
temperatura ambiente e tomando novas medidas de dureza, conseguiu-se o valor de 50 RC
para o macho e de 52 RC para a fêmea.
Foi montado um conjunto em aço comercial SAE 1020 para permitir o deslocamento
entre as partes de maneira a proporcionar o perfeito encaixe entre ambas, no sentido de gerar
os corpos de prova com indica a Figura 3.2 abaixo. O curso da ferramenta é de 28 mm. O
sistema de mola é para permitir um melhor retorno após o processo de estampagem.
58
Figura 3. 2 – Ferramenta de estampagem para a confecção dos corpos de prova
3.3. Confecção dos Corpos de prova
Ao longo do tempo, aços microligados de alta resistência mecânica, foram
desenvolvidos para atender as exigências do mercado. Os primeiros aços fabricados foram os
IF (intersticial free) e posteriormente os BH (bake hardening). Os aços microligados IF de
elevada resistência para estampagem são usados para peças complexas como: janelas, portas,
e capôs de automóveis. São produzidos com baixíssimo teor de carbono e microligados com
Ti e Ni. Estes são indicados para estampagem profunda (SCHAFFER, 2009).
Os aços de baixo carbono, caracterizam-se por um acréscimo de tensão limite de
escoamento (de aproximadamente 40 MPa) durante o tratamento de recobrimento ou pintura.
São geralmente usados em peças visíveis tais como capôs, portas, portas traseiras pára-lamas
dianteiros e tetos, além das peças estruturais tais como: assoalhos automotivos, reforços,
suportes transversais e peças anexas para a indústria automotiva (GORNI, 2006).
Para os ensaios foram confeccionados corpos de prova cuja matéria prima utilizada é o
aço eletrogalvanizado IF (intersticial Free) que tem como principal característica a sua
excelente conformabilidade em relação aos aços carbono-manganês, acalmados ao alumínio
convencionail, proporcionando características fundamentais para fabricação de peças de
difícil estampagem para a indústria automobilística, como:
59
a) Baixo limite de escoamento (LE),
b) Alto valor de coeficiente de anisotropia normal (Rm),
c) Resistência ao envelhecimento por precipitação.
Os aços IF eletrogalvanizados notabilizam-se por apresentarem níveis ultra baixos de
elementos intersticiais como o carbono e o nitrogênio, o que é alcançado durante o processo
de refino na aciaria e pela adição de elementos formadores de carbonetos e nitretos
(elementos estabilizadores). A redução dos teores de carbono favorece a formação de uma
textura de recristalização favorável à conformação de peças. Existem basicamente três tipos
de aços IF, com características de estampagem, produzidos atualmente:
a) Estabilizados com titânio (IF-Ti);
b) Estabilizados com nióbio (IF-Nb);
c) Estabilizados com titânio e nióbio (IF-Ti+Nb).
Os mecanismos de estabilização dos três tipos de aço listados acima diferem
ligeiramente entre si. Nos aços IF-Nb+Ti, o titânio combina com o nitrogênio, formando TiN,
e o nióbio combina com o carbono, formando NbC. Nos aços IF-Nb, o nióbio combina com o
carbono, formando NbC, e o nitrogênio combina com o alumínio, formando AlN. Finalmente,
nos aços IF-Ti é feita adição de titânio suficiente para a formação de TiN e TiC como
compostos principais.
A chapa utilizada para a confecção das peças foi o aço IF-Ti eletrogalvanizado. O aço
IF–Ti apresenta maior índice de anisotropia planar o que reduz o fenômeno de orelhamento e
é mais susceptível ao fenômeno de fragilização secundária (GUPTA e BHATTACHARYA,
1990; BLECK, HULKA e PAPAMANTELLOS 1999).
Para a confecção dos corpos de prova, foram cortadas peças com dimensões de 69 mm x
113,5 mm e espessura de 0,75 mm do blank (material oriundo do processo de laminação)
como mostra a Figura 3.3, cuja composição química segue conforme Tabela 3.2. O material
foi doado pela Fiat Automóveis que tem como destino final na indústria a produção da
carroceria automotiva.
60
Figura 3. 3 – Ilustração do corpo de prova (blank)
Tabela 3.2 – Composição Química do Aço IF
C
Si
Mn P S Al
Cu
Nb V
Ti
Cr
Ni
Mo
Sn
N
B
Sb
0,00
14
0,01
0,08
0,00
8
0,01
2
0,04
6
0,02
0,00
3
0,00
1
0,06
6
0,01
0,01
0,0
0,00
2
0,00
25
0,00
02
0,01
O blank foi recortado por guilhotina e estampado com a ferramenta em uma prensa
hidráulica de marca Conemag com capacidade de 400 kN alocada no laboratório de
fabricação da UFSJ.
Foi produzido um total de 65 corpos de prova para ensaios de difração de raios X, micro
indentação, rugosidade Ra e Rz, força de estampagem e corrosão localizada. A Figura 3.4
ilustra a prensa utilizada para a confecção dos corpos de prova.
61
Figura 3.4 – Estampagem dos corpos de prova na prensa Conemag.
As cargas de estampagem foram medidas através do software de controle desenvolvido
pela MTS, onde os ensaios se processaram no Laboratório de Projeto da FIAT Automóveis
alocado na cidade de Betim. A Figura 3.5 abaixo ilustra os corpos de prova para tomadas de
medidas experimentais. Os corpos de prova foram conformados de tal forma que a dobras
ocorreram paralelamente ao sentido de laminação.
Figura 3. 5 – Corpo de prova após o processo de conformação
Foram analisadas todas as regiões demarcadas, comparadas entre si pelas medidas de
microindentação no ultra micro durômetro DHU-211S – Dynamic Ultra Micro Durômetro
62
Hardness Tester- Shimadzu. Os resultados de indentação mostraram que as regiões de
maiores dobras, ou seja, as regiões D e H tiveram uma maior concentração de energia
resultando em índices de tensões residuais maiores. Conclui-se que estas foram as regiões em
estudo. A Figura 3.6 mostra as partes que serão abordadas neste trabalho de pesquisa.
Figura 3. 6 – Ângulos em estudo das amostras
3.4. Ensaios de Difração de Raios X
Os experimentos no difrator de raios X foram realizados no Laboratório LADRIX da
UFSJ no Campus Dom Bosco. O Difratômetro utilizado foi Lab X – XRD – 6000 Shimadzu
ilustrado conforme Figura 3.7, abaixo.
Figura 3. 7 – Difrator de Raios X - Lab X – XRD – 6000 Shimadzu
63
Para caracterizar e medir a tensão residual foi feito ensaio no Difrator de Raios X em
uma amostra da peça estampada. As medidas foram tomadas em comparação do blank com as
regiões D e H como descrita no item 3.3. Neste experimento, procurou-se apenas identificar a
intensidade e a natureza das tensões residuais. As regiões mais críticas D e H foram
estampadas sem lubrificação, portanto não houve comparações entre os óleos lubrificantes.
Para a obtenção do padrão, foi feito uma varredura total no blank (peça tida como
padrão) para verificar a incidência através do difratograma dos picos característico do aço em
estudo. A fonte geradora de raios X foi a de Cu com comprimento de onda de (λ) de 0,1542
µm.
3.4.1. Procedimento Experimental para o Corpo de Prova
No sentido de identificar se houve o surgimento de tensões residuais, foi cortado no
maior raio de curvatura da peça estampada na região em estudo D um filete de 10 mm de
comprimento e largura de 0,5 mm e acoplado no porta-amostras de pós do DRX. Este
procedimento adotado foi para acomodar a amostra a fim de permitir a varredura do feixe de
elétrons uma vez que existe um raio de curvatura na peça em estudo.
Para comparar as medidas foi recortado no blank uma peça de dimensões 25 x 25 mm e
inserida no porta-amostra. Os dados foram comparados a uma amostra obtida da região mais
crítica H e descrita no item 3.3. O objetivo é verificar se houve inclusão de tensões residuais e
de que naturezas eram (trativas ou compressivas).
3.5. Ensaios de micro indentação
3.5.1. Parâmetros constantes
O ensaio de microdureza, foi executado com uma força máxima de 500 mN, força
mínima de 1,96 mN com velocidade de leitura de 1,0 mN/s, e raio de posição do indentador
de 0,070 para tomada de todas as medidas.
Nesses ensaios um penetrador de diamante, muito pequeno, com geometria piramidal, é
forçado contra a superfície do corpo de prova. A impressão resultante é observada sob um
microscópio e medida; essa medição é então convertida em um número de índice de dureza.
Os números de dureza Vickers é designado por HV.
64
Esse método é conhecido como método de ensaio de micro dureza com base na carga e
no tamanho do penetrador (ASTM E92, 2003; ASTM E384, 2006).
Os corpos de prova foram subdivididos em seções de acordo com as curvas originais.
As partes analisadas neste estudo experimental foram as descritas no item anterior, corpos de
prova. O equipamento de medição usado foi Ultra Micro Durômetro DUH-211S Dynamic
Ultra Micro Hardness Tester Shimadzu alocado no Laboratório de Microcospia da UFSJ
ilustrado na Figura 3.8.
Figura 3. 8 – Ultra Micro Durômetro DUH-211S
O seccionamento das amostras e do blank para a análise no ultra microdurômetro se deu
por meio de disco com lubrificação para evitar a inclusão de tensão. As amostras seccionadas
foram embutidas com barquelite, polidas em lixas com granulometria que variam de 240, 320,
400, 600, 800, 1000 até 1200 mesh. Em seguida realizou o polimento de acabamento em feltro
impregnado com pasta de alumina 3 µm.
Foi feito para cada lubrificante 3 repetições com 3 réplicas em cada ângulo. A réplica
consiste na repetição da condição experimental, proporcionando a estimativa do erro
experimental de uma resposta individual. A extensão desse erro é importante na decisão se
existem ou não efeitos significativos que possam atribuir à ação dos fatores (WERKEMA e
AGUIAR, 1996).
65
O número total de medidas para os 5 óleos lubrificantes usados foi de 180. Foram feitas
90 medidas para cada ângulo (1 e 2) e 45 medidas para cada posição interno e externo. A
Figura 3.9 mostra os corpos de prova para medidas de indentação. As amostras foram
embutidas para dar uma precisão e melhorar a acomodação no porta-amostras do
equipamento. As medidas de dureza foram comparadas as medidas do blank.
Figura 3. 9 – Amostras para análise de indentação
3.5.2. Variáveis de Controle
As variáveis de controle adotadas neste estudo foram os ângulos internos (B2), os
ângulos externos (B1) das curvaturas e o tipo de óleo lubrificante usado no processo. A
Tabela 3.3 apresenta os fatores com os repetíveis níveis.
Tabela 3.3 - Fatores de controle adotados para os experimentos indentação.
Variáveis de controle Unidade Nº de níveis Especificação
Posição Ângulos Internos [º] 2 B1
Posição Ângulos Externos [º] 2 B2
Óleos 5 A
O controle dos níveis foi satisfeito, sendo as amostras, os níveis de medidas
confrontados com os respectivos óleos lubrificantes.
66
3.5.3. Variável de Resposta
A variável de resposta nos ensaios de indentação é a medida de micro dureza nas seções
dos ângulos internos e externos. Em todos os experimentos as medidas foram coletadas perto
das bordas inferiores e superiores através da impressão deixada pelo indentador, conforme
mostra a Figura 3.10 e registrado pelo microscópio óptico Olympus BX 51, alocado no
laboratório de Microestrutura na UFSJ. A Figura 3.11, ilustra a micro impressão deixada no
ângulo C1.
Borda superior Borda inferior
Figura 3. 10 – Impressão deixada pelo indentador na posição B1 e B2
Figura 3. 11 – Micro impressão deixada no ângulo C1
67
Embora exista uma camada de Zn nas superfícies as medidas não foram influenciadas
uma vez que se adotou um procedimento padrão para todas as medidas.
3.5.4. Planejamento Estatístico
Para avaliar a influência dos fatores (variáveis de controle) adotados nas forças de
indentação e nos parâmetros de variáveis de controle, foi adotado um planejamento fatorial.
Neste tipo de planejamento, em cada tentativa ou replicação, todas as possíveis combinações
dos níveis dos fatores estudados são avaliados. Dessa forma, além de avaliar o efeito de cada
variável de controle individualmente, é possível avaliar a interação entre as mesmas.
Planejamentos fatoriais permitem que o efeito de um fator seja estimado em diferentes
níveis dos outros fatores admitindo conclusões que são válidas nos níveis dos fatores
estudados não podendo ser extendidas para níveis não analisados no planejamento, por se
tratar de um modelo de efeitos fixos.
As observações em um modelo fatorial podem ser descritas por um modelo estatístico.
Neste estudo, como foram adotadas três variáveis de controle, o modelo estatístico é
denominado com 3 fatores de efeitos fixos e é representado conforme a Equação 3.1.
ijklijkjkikijkjiijkl ετβγβγτγ(ττβ)γβτµy (Eq. 3.1)
Sendo:
i = 1,2
j = 1,2
= 1,2,3,4,5.
Em que µ é média geral, τi é o efeito do i-ésimo nível do fator B1, βj é o efeito do j-
ésimo nível do fator B2, γk é o efeito do k-ésimo nível do fator óleo, (τβ)ij é o efeito da
interação do i-ésimo nível do fator B1com o j-ésimo nível do fator B2, (τγ)ik é o efeito da
interação do i-ésimo nível do fator B1 com o k-ésimo nível do fator óleo, (βγ)jk é o efeito da
interação entre j-ésimo nível do fator B2 com o k-ésimo nível do fator óleo, (τβγ)ijk é o efeito
da interação entre o i-ésimo nível do fator B1 com o j-ésimo nível do fator B2 e com k-ésimo
nível do fator óleo, e εijkl é o erro experimental associado à observação yijkl, sendo l o número
68
de replicações dos experimentos. Como as medidas foram replicados três vezes, em dois
ângulos foram realizados 6¹x 3¹x 2¹ experimentos, ou seja, 180 experimentos.
Através do planejamento fatorial foram testadas as seguintes hipóteses sobre igualdade
dos níveis das variáveis de controle do fator B1,
H0: τ¹= τ² = 0
H1: pelo menos um τi ≠ 0
Sobre a igualdade do nível do fator B2,
H0: ¹ = ² = 0
H1: pelo menos um j≠0
Sobre a igualdade dos níveis do fator Óleo,
H0: ¹ = ² = ³ = 4 = 5 = 0
H1: pelo menos um k ≠ 0
A ordem de execução dos 180 ensaios foi aleatória para cada tipo de lubrificante, para
garantir que o erro experimental observado seja uma variável aleatória independentemente e
identicamente distribuída.
Através de uma análise de variância (ANOVA), todas as hipóteses formuladas foram
testadas. Considerando a distribuição dos termos do erro experimental (εijkl) como
normalmente e independentemente distribuídos e com variância constante, pode-se dizer que
as razões dos quadrados médios (QM) são distribuídas segundo a distribuição F com os
respectivos graus de liberdade da fonte de variação e com os graus de liberdade do erro.
Para cada fonte de variação a hipótese nula é rejeitada se a estatística (Fo) calculada for
maior que um valor tabelado (F) (α;g.l .FV; g.l. Erro), ou seja, quando o valor P for menor
que α, onde α é o nível de significância dos testes. Para todos os testes foi adotado α igual a
0,05.
Para ver mais detalhes sobre o delineamento experimental adotado e outros aspectos do
tratamento estatístico ver MONTGOMERY (2001).
69
Nos casos em que alguma fonte de variação apresenta diferença nas médias de seus
níveis, é necessário identificar quais níveis ou combinação de níveis são estatisticamente
diferentes. Com este fim foi aplicado o teste de contraste.
3.6. Medidas de Rugosidade Ra e Rz
3.6.1. Parâmetros Constantes
Para medição de rugosidade dos corpos de prova estampados, foi utilizado um
Rugosímetro Surftest SJ-400 Mitutoyo, conforme Figura 3.12, alocado no Laboratório de
Processos de Fabricação de DEMEC na Universidade Federal de São João Del Rei. Como
parâmetros constantes para tomadas de medidas cut-off (comprimento de amostragem) de 4
mm e a unidade de medida em µm.
Figura 3. 12 – Rugosímetro Surftest SJ-400 Mitutoyo
Os corpos de prova foram obtidos após o processo de estampagem com variação do
fluido lubrificante.
As medidas foram tratadas estatisticamente pela análise fatorial. Foram produzidos 3
corpos de prova a serem analisados para cada óleo lubrificante.
Foi feito para cada óleo lubrificante 3 repetições com 3réplicas em cada ângulo interno
e externo. A réplica consiste na repetição da condição experimental, proporcionando a
70
estimativa do erro experimental de uma resposta individual. A extensão deste erro é
importante na decisão se existem ou não efeitos significativos que possam atribuir a ação dos
fatores (WERKEMA e AGUIAR, 1996). As medidas de rugosidade tomadas foram as de Ra e
Rz, onde:
3.6.2. Variáveis de Controle
As variáveis de controle adotadas neste estudo foram os ângulos internos (C1), os
ângulos externos (C2) das curvaturas e os tipos de óleo lubrificante usado no processo. A
Tabela 3.4 apresenta os fatores com os repetíveis níveis.
Tabela 3.4 - Fatores de controle adotados para os experimentos de rugosidade Ra e Rz.
Variáveis de controle Unidade Nº de níveis Especificação
Ângulos [ º ] 2 C1
Ângulos [ º ] 2 C2
Posição do Ângulo Interno 2 B1
Posição do Ângulo Externo 2 B2
Óleos 5 A
3.6.3. Variáveis de Resposta
A variável de resposta nos ensaios de rugosidade são as medidas de rugosidade Ra e
Rz das seções dos ângulos internos e externos. Em todos os experimentos as medidas foram
coletadas nas curvas das regiões D e nas posições inferiores e, conforme ilustrado na Figura
3.13 abaixo.
71
Figura 3. 13 – Medição da rugosidade
3.6.4. Planejamento Estatístico
Para avaliar a influência dos fatores (variáveis de controle) adotados nas forças de corte
e de avanço e nos parâmetros de rugosidade média e máxima, foi adotado um planejamento
fatorial. Neste tipo de planejamento, em cada tentativa ou replicação, todas as possíveis
combinações dos níveis dos fatores estudados são avaliados. Dessa forma, além de avaliar o
efeito de cada variável de controle individualmente, é possível avaliar a interação entre as
mesmas.
3.7. MEDIÇÕES da carga de estampagem
Para medida da carga de estampagem, os ensaios se processaram no Laboratório de
Experimentação Carroceria e Chassi- Locação: Galpão 28: sala 24 da FIAT AUTOMÒVEIS
na cidade de Betim, sendo utilizados os equipamentos:
a) Equipamento MTS
b) Atuador Hidráulico com servo válvula MTS
c) Uma célula de carga de 10 toneladas
d) Software de controle desenvolvido pela MTS
72
A Figura 3.14, ilustra os corpos de prova sendo confeccionados na prensa para tomadas
de medidas de carga dos processos experimentais. Foram feitas três réplicas para cada tipo de
óleo lubrificante no total de 15 corpos de prova. O sistema de aquisição de carga composto
por estes equipamentos foi interligado em um micro computador acoplado a um software de
controle desenvolvido pela MTS.
Figura 3. 14 – Prensa atuador hidráulico e célula de cargas para tomada de força
3.7.1. Planejamento Experimental
Alguns parâmetros do processo de prensagem, por não serem alvos do estudo e com o
fim de redução do número de ensaios, foram mantidos constantes, tais como velocidade de
avanço e retorno do punção mantido em 47 segundos, a distância do curso da ferramenta em
28 mm e a temperatura ambiente. Para cada tipo de lubrificante utilizado no processo de
estampagem na confecção da peça, a ferramenta foi limpa com éter, álcool e detergente, a fim
de mantê-la isenta de impurezas no sentido de evitar contaminação.
3.7.2. Variáveis de Controle
A variável de controle adotada neste estudo foram os tipos de óleos usados no processo
de lubrificação, Tabela 3.5.
73
Tabela 3.5 - Variável de controle adotada.
Variável de controle Unidade Nº de níveis Especificação
Óleos lubrificantes 05 A
3.7.3. Variáveis de resposta
A variável de resposta utilizada no processo de estampagem avaliado neste trabalho
como carga da prensa (N) foi monitorada em todos os experimentos.
Os equipamentos utilizados para monitoramento e medição de tais variáveis foram
apresentados no item 3.7.
3.7.4. Planejamento Estatístico
Para avaliar a influência dos fatores adotados na aplicação carga do punção no processo
de estampagem foi adotado a Anova (Análise de variância).
Foram produzidos quinze corpos de prova, assim obteve-se a adoção de três réplicas
para cada condição experimental em relação ao óleo de lubrificação usado.
3.8. Análises de Corrosão Localizada
O objetivo de estudar a suscetibilidade a corrosão dos aços eletrogalvanizados IF
decorre da utilização destes aços pela indústria automobilística. Assim sendo, torna-se
necessário avaliar a resistência à corrosão em meios com alta agressividade, tal como íons Cl-
e poluição por CO2. Neste item serão apresentados os ensaios eletroquímicos realizados para
avaliar a influência do tipo de lubrificante no processo de corrosão das amostras de aços, bem
como avaliar se o processo de conformação afeta na camada protetora eletrodepositada de
zinco. Estes ensaios são necessários para compor um quadro de resultados capaz de
caracterizar a suscetibilidade a corrosão destes aços, influenciada pelo tipo de conformação e
o óleo lubrificante utilizado neste processo. A metodologia adotada na fase experimental
deste trabalho foi dividida em 2 etapas:
a) Ensaios de polarização;
b) Ensaios de potencial VS. Tempo.
74
As amostras foram imersas em solução de 3,5% de NaCl á temperatura ambiente. A
solução reproduz as condições mais severas da água do mar. O pH pode ser definido como
potencial de hidrogenação que mede o grau de acidez do meio. Deste modo, o valo médio do
pH medido na solução de 3,5% de NaCl é de 7,39. Estas medidas foram realizadas través do
equipamento HI 2221 Calibration Check pH/ORP Meter – Hanna Instruments alocados no
laboratório de corrosão da UFSJ. Sabe-se que a temperatura tem influência na medida do pH
variando em cerca de 0,1 a cada 5ºC. Este dado é automaticamente ajustado pelo
equipamento.
3.8.1. Curva de Polarização Potenciostática
Para a realização deste ensaio, utilizou-se uma célula eletroquímica convencional de três
eletrodos. Esta célula é constituída por um eletrodo de referência tipo calomelano saturado
(ECS), um contra eletrodo de platina e o eletrodo de trabalho constituído pelas amostras do
material oriundo do processo de conformação de estampagem. A Figura 3.15, apresenta a
amostra em uma célula acoplada a um potenciostato AUTOLAB PGSTAT101.
Para a confecção das amostras foi feito um isolamento dos corpos de prova, com uma
área útil de ensaios definida de 1,0 cm², soldada com um filamento de Cu totalmente isolado.
A área exposta para análise foi a de maior concentração de tensão conforme descrito no item
3.3.
Todos os ensaios foram realizados em triplicata para cada tipo de óleo lubrificante.
Para todas as tomadas experimentais o ECS foi calibrado através do calibrador HI 2221
Calibration Check Meter Instruments – Hanna alocado no laboratório de Corrosão da UFSJ.
Os dados foram analisados pelo software PGSTAT 101 da Autolab Potenciostat /
Galvanostat. A Figura 3.15 ilustra a célula eletroquímica de 3 eletrodos montada.
75
Figura 3. 15 – Célula eletroquímica de 3 eletrodos montada para traçar a curva catódica do
aço IF em solução naturalmente aerada de 3,5% de NaCl.
3.8.2. Curvas de potencial pelo tempo
No ensaio de potencial ao longo do tempo, foram construídos 6 eletrodos de trabalho do
aço em estudo, sendo cada um estampado com um óleo lubrificante diferente, confrontando
com a amostra do blank. Para a confecção das amostras foi feito um isolamento dos corpos
de prova, sendo que a área exposta para análise foram as regiões D e H, tidas como as de
maior concentração de tensão como descrito no item 3.3.
Estes eletrodos foram imersos em solução de 3,5% de NaCl com o pH de 7,44. Os
potenciais foram monitorados inicialmente por duas vezes ao dia passando depois de 480
horas para uma vez ao dia. Para realizar as medidas de potencial foram utilizados um eletrodo
de referência de calomelano saturado (ECS) e um multímetro. A Figura 3.16, representa os
corpos de prova em ensaio.
76
Figura 3. 16 – Corpos de prova em ensaio de Potencial x Tempo em solução de 3,5% de
NaCl, naturalmente aerada.
77
4. ANÁLISE DOS RESULTADOS
A seguir serão apresentados os resultados e discussões dos experimentos de difração de
raios X, microindentação, rugosidade Ra e Rz, carga de estampagem e corrosão. Serão
apresentadas as influências das variáveis de controle (fatores) estudadas nas diversas variáveis
de respostas. Através das Anovas, planejamentos fatoriais, gráficos e do referencial teórico
contido na revisão bibliográfica será feita a discussão dos resultados alcançados neste
trabalho. 0
4.1. Experimentos de Difração de Raios X
A tensão em um material pode causar dois efeitos distintos sobre o difratograma. Se a
tensão corresponder a um esforço uniforme, compressivo ou distensivo, também chamado de
macrotensão (macrostress) as distâncias das células unitárias dos cristais irão,
respectivamente, diminuir ou aumentar, ocasionando um deslocamento na posição dos picos
difratados. O deslocamento da geometria θ-2θ para θ-θ segundo a lei de Bragg, seguido da
varredura para duas ou mais linhas de difração, possibilita a determinação da macrotensão
presente em uma amostra sólida.
Pelas medidas através do DRX, a Tabela 4.1 representa o ângulo de difração e a
distância interplanar (D) medida no blank (material antes de estampar) em confronto com a
medida na região H (tida como a mais crítica). Nota-se através da Tabela 4.1 abaixo, que os
resultados dos picos característicos do material ficaram bem caracterizados bem como a
distância dos planos. Quando comparados com a região H, há uma distorção dos picos
indicando a existência de tensão residual de compressão, que se evidência pela redução da
distância interplanar dos picos difratados e o deslocamento do pico (distância angular) para a
direita.
Tabela 4.1 - Medidas das distâncias intrerplanares do blank e amostra H
Blank Região H
Ângulo D Ângulo D
36,4473 2,46317 36,6537 2,44977
78
A Figura 4.1, conjugada com as Figuras 4.2 e 4.3, explicam a distribuição de tensões
residuais na peça estampada. Na Figura 4.1, procura-se mostrar como detectar a presença de
tensões residuais macros e micros e seu sinal pelo deslocamento angular do pico de difração.
Se a tensão corresponder a um valor uniforme, compressivo ou trativo, também chamado de
macrotensão, as distâncias das células unitárias dos cristais vão, respectivamente, diminuir ou
aumentar, ocasionando um deslocamento dos picos difratados como visto na Tabela 4.1. A
Figura 4.2, mostra o difratograma do blank ao passo que a Figura 4.3 representa o resultado
da amostra da região em estudo H.
Esforços não uniformes estão relacionados a forças de tração e de compressão
simultâneas, as quais resultam em alargamentos de picos difratados em sua posição original.
Este fenômeno chamado de microtensão, esta relacionado aos deslocamentos.
Figura 4.1 – Efeitos dos esforços uniformes e não uniformes sobre a estrutura cristalina
compressivo e trativo.
79
Figura 4.2 – Difratograma da amostra do blank pelo método DRX
Figura 4.3 – Difratograma da amostra H pelo método DRX
Fica evidenciado que após o processo de conformação de estampagem, houve a inclusão
de tensões residuais tipo 1 de compressão na borda superior da amostra em comparação com o
blank.
80
4.2. Resultados de MicroIndentação
Na Tabela 4.2 é apresentada a ANOVA (análise de variância) da variável de medidas de
microindentação Vickers. Para todas as variáveis estudadas (efeitos principais) a hipótese nula
(H0) foi aceita para a variável de entrada C, a interação de B x C, a interação de A x B e a
multi interação A x B x C. Para todas as outras variáveis, a hipótese nula foi rejeitada já que
se obteve o valor da estatística calculada (F0) maior que a estatística tabelada (Ftab) ao nível de
significância α igual a 5% (valor P<0,05). Admite ainda que as variáveis de entrada A (óleos)
e B (posição), tem influência nos resultados nas medidas de indentação.
Como foi referido, foram avaliados cinco óleos lubrificantes. O variável ângulo refere-
se ás regiões estudadas (D e H). A variável posição (B) refere-se a medida na região interna
ou externa do ângulo.
Tabela 4.2 – ANOVA de Medidas de microindentação Vickers
Fonte Var. SQ GL MQ F0 Ftab Decisão
Ângulos (C) 0,000492 1 0,000492 0,011589 3,900236 aceita
Óleos (A) 2,8995 4 0,724875 17,07023 2,428164 rejeita
Posição (B) 0,753628 1 0,753628 17,74734 3,900236 rejeita
Interação AC 0,522582 4 0,130645 3,076597 2,428164 rejeita
Interação BC 0,029213 1 0,029213 0,687939 3,900236 aceita
Interação AB 0,137417 4 0,034354 0,809018 2,428164 aceita
Interação ABC 0,101152 4 0,025288 0,595513 2,428164 aceita
SS Erro 6,794285 160 0,042464
Total 11,23827 179
Pela análise de variância, pode-se constatar que todos os lubrificantes influenciam os
resultados da dureza, bem como a posição (B) de medida. Verificamos que não houve
diferença significativa em relação à dureza medida na região D da medida na região H.
Também verificamos que existe interação entre o óleo e o ângulo, isto é, existe pelo menos
um ângulo associado a pelo menos um óleo que fornece uma dureza diferente das demais.
81
Considerando que a dureza exprime a presença de tensões residuais no corpo, o fato de haver
durezas diferentes dependendo do óleo lubrificante utilizado, indica que haverá um óleo que
proporcionará tensões residuais mais favoráveis à resistência à fadiga do produto estampado.
Através dos resultados obtidos verificou-se que o melhor resultado foi o óleo a1, sendo que
para os óleos a2, e a5 segundo a Tabela 4.4 (contraste entre os óleos) estes tem o mesmo
comportamento verificando a igualdade entre eles. O óleo a4 exibiu um comportamento
intermediário, e o óleo a3 ficou com o pior resultado.
Considerando todos os parâmetros de tomadas de medidas como padrão, as medidas de
Indentação para cada tipo de lubrificantes são mostradas na Tabela 4.3.
Tabela 4.3 - Somatório das medidas de microindentação para cada tipo de óleo estudado
Óleo Tirroil (a1) Soja (a2) Canola (a3) Girassol (a4) Milho (a5)
Indentação (N/mm 2 )
71,34 67,30 57,45 64,48 66,60
As Tensões residuais são as existentes nos perfis e chapas antes mesmo destes serem
colocados em uso, pois o elemento estrutural apresenta um estado inicial de tensões ao qual se
superpõem as tensões originárias das ações externas. Algumas causas do aparecimento destas
tensões residuais são o resfriamento desigual das chapas de aço após a laminação a quente e
também a operação de fabricação. Sabe-se também que o valor e a distribuição das tensões
residuais dependem basicamente da geometria da seção transversal do tipo de aço e dos
processos utilizados na fabricação dos perfis. Nos perfis laminados, as tensões residuais são
especialmente de natureza térmica.
Após o processo de laminação as partes mais expostas dos perfis (por exemplo,
extremidades das mesas e meio da alma) se resfriam mais rápido e posteriormente, para conter
o resfriamento do restante do perfil, essas partes automaticamente ficam comprimidas e as
demais, por conseguinte tracionadas.
Pode-se dizer que após o processo de conformação de estampagem, haverá a inclusão de
mais tensão residual compressiva, comprovado pelas medidas no item 4.1 (difração de raios
X), e de indentação. Isto é justificado porque após o processo de conformação, quando as
cargas do processo são aliviadas, no esforço de manter o equilíbrio, as fibras centrais do
82
material, que escoaram menos, tendem a voltar para o seu comprimento inicial e forçar as
fibras externas a se encurtarem mais do que elas desejariam, pois como elas escoram mais
elas se acomodariam a um comprimento maior que o inicial.
Estas medidas são adicionadas as existentes oriundas do processo de estampagem
sobressaem sobre as medidas trativas, fato este que evidencia as medidas de indentação tipo
compressão. O tipo de óleo utilizado para este processo tem influência direta. Para as
variáveis C (ângulos), não há influência mesmo porque as medidas dos dois ângulos são de
90º.
Em análise do contraste para se verificar a igualdade dos óleos, pode observar que
existe diferença entre os mesmos exceto para a combinação a5-a2 que são iguais.
Tabela 4.4 - Contraste entre óleos utilizados na lubrificação
Contraste C C²/2n GL MSC F0 Ftab Conclusão
a3-a1 -13,8907 10,71959 1 10,71959 252,4395 4,96 diferentes
a3-a4 -7,03686 2,750967 1 2,750967 64,7835 4,96 diferentes
a3-a5 -9,15114 4,652409 1 4,652409 109,5613 4,96 diferentes
a3-a2 -9,85186 5,392175 1 5,392175 126,9823 4,96 diferentes
a1-a4 6,85388 2,60976 1 2,60976 61,45816 4,96 diferentes
a1-a5 4,7396 1,247989 1 1,247989 29,38935 4,96 diferentes
a1-a2 4,03888 0,906253 1 0,906253 21,34167 4,96 diferentes
a4-a5 -2,11428 0,248343 1 0,248343 5,848326 4,96 diferentes
a4-a2 -2,815 0,440235 1 0,440235 10,36725 4,96 diferentes
a5-a2 -0,70072 0,027278 1 0,642385 0,642385 4,96 São iguais
Observa-se que pela fonte de variação posição do ângulo externo (B1) e interno (B2)
que há influência nas medidas de indentação. Isto se explica devido haver maior concentração
de tensões internas influenciadas pelo processo de conformação e tem como conseqüência o
surgimento de mais tensões residuais compressivas nas bordas externas e trativas nas bordas
do centro. O gráfico da Figura 4.4, mostra o somatório das repetições por ângulo e exibe o
83
comportamento dos óleos em relação á posição das medidas dos ângulos internos (B2) e
externos (B1). Observa-se que em todas as posições, o óleo a1 tem o melhor comportamento
em relação ao surgimento de tensões residuais compressivas.
Os óleos a5 e a2 são iguais de acordo com a tabela do contraste. Pelo gráfico observa-se
o comportamento do óleo a3 em desconforme com os demais o que o desqualifica em relação
às medidas de indentação.
Figura 4.4 – Comportamento dos óleos VS medidas dos ângulos internos e externos
Em análise da interação entre as variáveis óleo (A) e ângulos (C), verifica-se que os
óleos têm influência nas medidas de indentação nos ângulos C1 e C2.
Pelo contraste entre a1c1-a1c2 verifica-se a condição de igualdade paras medidas de
indentação, ou seja, seu efeito nos ângulo não é diferenciado. Em contrapartida, existe
desigualdade entre este óleo e os outros lubrificantes para tomadas de medidas em relação aos
ângulos.
Verifica-se a igualdade entre a2c1-a2c2, ou seja, para os dois ângulos, todos os
lubrificantes em questão são iguais. Condição semelhante entre a2c1-a4c2 e desigual entre as
medidas entre os demais óleos.
A condição de igualdade verificada entre a variável a3c1-a3c2 não sendo possível mais
esta condição.
84
De um modo geral, pode-se afirmar que a igualdade a5c1-a5c2, fica comprovada a
semelhança existente entre os óleos a5 e a2 que tem o mesmo comportamento de medidas
entre os ângulos e se aceita a igualdade entre estes óleos e os ângulos.
Tabela 4.5 - Contraste ente A (óleos) x C (ângulos)
Contraste C C2/2n GL MSC F0 Ftab Decisão
a1c1-a1c2 0,0456 0,0001155 1 0,00012 0,00272 3,90024 aceito
a1c1-a2c2 3,61359 0,7254463 1 0,72545 17,0838 3,90024 rejeito
a1c1-a3c2 6,8504 2,60711 1 2,60711 61,3958 3,90024 rejeito
a1c1-a4c2 1,96653 0,2148467 1 0,21485 5,0595 3,90024 rejeito
a1c1-a5c2 2,54824 0,3607515 1 0,36075 8,49547 3,90024 rejeito
a2c1-a1c2 -0,4253 0,0100484 1 0,01005 0,23663 3,90024 aceito
a2c1-a2c2 3,1427 0,548698 1 0,5487 12,9215 3,90024 rejeito
a2c1-a3c2 6,37951 2,2610082 1 2,26101 53,2453 3,90024 rejeito
a2c1-a4c2 1,49564 0,1242744 1 0,12427 2,92658 3,90024 aceito
a2c1-a5c2 2,07735 0,2397435 1 0,23974 5,64581 3,90024 rejeito
a3c1-a1c2 -7,0403 2,7536882 1 2,75369 64,8476 3,90024 rejeito
a3c1-a2c2 -3,4724 0,6698453 1 0,66985 15,7744 3,90024 rejeito
a3c1-a3c2 -0,2355 0,0030822 1 0,00308 0,07258 3,90024 aceito
a3c1-a4c2 -5,1194 1,4560199 1 1,45602 34,2883 3,90024 rejeito
a3c1-a5c2 -4,5377 1,143929 1 1,14393 26,9388 3,90024 rejeito
a4c1-a1c2 -4,8874 1,3270106 1 1,32701 31,2502 3,90024 rejeito
a4c1-a2c2 -1,3194 0,0967062 1 0,09671 2,27737 3,90024 aceito
a4c1-a3c2 1,91745 0,2042564 1 0,20426 4,81011 3,90024 rejeito
a4c1-a4c2 -2,9664 0,4888693 1 0,48887 11,5126 3,90024 rejeito
a4c1-a5c2 -2,3847 0,3159357 1 0,31594 7,44008 3,90024 rejeito
a5c1-a1c2 -2,1914 0,266781 1 0,26678 6,28252 3,90024 rejeito
85
a5c1-a2c2 1,37663 0,1052839 1 0,10528 2,47937 3,90024 aceito
a5c1-a3c2 4,61344 1,1824349 1 1,18243 27,8456 3,90024 rejeito
a5c1-a4c2 -0,2704 0,0040629 1 0,00406 0,09568 3,90024 aceito
a5c1-a5c2 0,31128 0,0053831 1 0,00538 0,12677 3,90024 aceito
4.3. Experimentos Tomados para Medidas de Rugosidade Ra e Rz.
4.3.1. Rugosidade Ra
A Tabela 4.6 é apresentada a ANOVA da variável rugosidade Ra. Para todas as
variáveis estudadas (efeitos principais), a hipótese nula (H0) foi aceita para as interações AxB
e a multi interação AxBxC. Para todas as outras variáveis, a hipótese nula foi rejeitada já que
se obteve o valor da estatística calculada Fo maior que a estatística tabelada Ftab ao nível de
significância α igual a 5% (valor P<0,05). Admite ainda que as variáveis de entrada A, B, e C
têm influência nos resultados de rugosidade Ra bem como a interação entre A x C e a
interação de B x C.
Tabela 4.6 - ANOVA do parâmetro de rugosidade máxima Ra
Fonte Var SQ GL MQ F0 Ftab Decisão
Óleos (A) 0,321031 4 0,080258 4,82548 2,37 Rejeita
Posição (B) 76,11501 1 76,11501 4576,397 3,84 Rejeita
Ângulos (C) 2,260161 1 2,260161 135,8916 3,84 Rejeita
Interação AB 0,147189 4 0,036797 2,212424 2,37 Aceita
Interação AC 0,251153 4 0,062788 3,775133 2,37 Rejeita
Interação BC 0,279267 1 0,279267 16,79087 3,84 Rejeita
Interação ABC 0,040991 4 0,010248 0,616145 2,37 Aceita
SS Erro 2,661133 160 0,016632
Total 82,07594 179
86
Pela Anova, verifica-se a variável dos óleos (A) usados na lubrificação em influência
direta nas medidas da rugosidade Ra. A somatória das medidas de rugosidade Ra (µm) para
cada tipo de lubrificantes é mostrada na Tabela 4.7.
Tabela 4.7 - Medidas de rugosidade Ra
Óleo Tirroil (a1) Soja (a2) Canola (a3) Girassol (a4) Milho (a5)
Rugosidade Ra µm
33,82 34,13 33,66 34,50 37,76
Nos processos de conformação, o escoamento de material é causado pela pressão
transmitida pela matriz para a peça conformada. Portanto, as condições de atrito na interface
matriz e material têm influência no escoamento do metal, formação de defeitos superficiais e
internos, tensões e forças atuantes no processo. Tais condições dependem basicamente do tipo
de lubrificação adotada.
Pela Tabela 4.7 de rugosidade Ra observa-se que as medidas foram próximas exceto a
variável a5 que foi desfavorável em relação às outras variáveis porque se entende que uma
rugosidade maior é indesejada, pois pode gerar mais tensão residual. Tal fator não se explica
em função da viscosidade dos óleos embora seja a viscosidade do óleo mineral
significativamente maior em relação aos óleos vegetais visto na Tabela 2.3. Este fato será alvo
de estudos posteriores.
Em relação á análise ao contraste entre os óleos pode-se dizer que pela decisão há
igualdade entre todos os óleos quando combinados entre si. Este comportamento, não se
aplica quando se combina o óleo a5 com os demais que apresenta um resultado de
desigualdade. Isto pode ser verificado através da Tabela 4.8 de contraste entre os óleos.
87
Tabela 4.8- Contraste entre os óleos
Contraste C C²/2n GL MSC F0 Ftab Decisão
a1-a3 0,16 0,00142 1 0,00142 0,08551 3,84 São Iguais
a1-a2 -0,31 0,00533 1 0,00533 0,32099 3,84 São Iguais
a1-a4 -0,68 0,02568 1 0,02568 1,54453 3,84 São Iguais
a1-a5 -3,94 0,86242 1 0,86242 51,8529 3,84 São Diferentes
a2-a3 0,47 0,01227 1 0,01227 0,73786 3,84 São Iguais
a2-a4 -0,37 0,00760 1 0,00760 0,45728 3,84 São Iguais
a2-a5 -3,63 0,73205 1 0,73205 44,0143 3,84 São Diferentes
a3-a4 -0,84 0,0392 1 0,0392 2,35689 3,84 São Iguais
a3-a5 -4,1 0,93388 1 0,93388 56,1498 3,84 São Diferentes
a4-a5 37,76 79,2120 1 79,2120 4762,608 3,84 São Diferentes
Segundo a análise de variância, a variável posição do ângulo interno (B1) e externo
(B2) influência nas medidas de rugosidade Ra. Existe uma diferença significativa de leitura da
rugosidade entre as posições sendo que as somatórias das medidas tomadas foram para B1 =
145,46 µm e para B2 = 28,41 µm.
No processo de estampagem, o trabalho a frio é a deformação realizada sob condições
em que os processo de recuperação e recristalização não são efetivos. O trabalho a frio é
acompanhado do encruamento do metal, que é ocasionado pela interação das discordâncias
entre si e com outras barreiras tais como contornos de grão, que impedem o seu movimento
através da rede cristalina. A deformação plástica produz também um aumento no número de
discordâncias, as quais, em virtude de sua interação, resultam num elevado estado de tensão
interna da rede cristalina. A estrutura característica do estado encruado examinada ao
microscópio eletrônico apresenta dentro de cada grão, regiões pobres em discordâncias,
cercadas por um emaranhado altamente denso de discordância nos planos de deslizamento.
Tudo isto resulta macroscopicamente num aumento de resistência e dureza e num
decréscimo de ductilidade do material. A rugosidade Ra do ângulo interno é menor devido ao
88
alongamento dos grãos no sentido vertical tornando os picos de rugosidade muito próximos
entre si não permitindo a formação de vales o que torna as leituras de medidas menores ao
passo que sofre um alongamento dos mesmos no sentido horizontal na posição externa do
ângulo distanciando os picos tendo como consequência a formação de vales o que permite
uma medida de rugosidade maior.
Através da fonte de variação ângulos (C), embora eles tenham o mesmo valor, há uma
diferença de medidas de rugosidade Ra. As medidas são de 76,85 µm para C1 e de 97,02 µm
para C2. Isto se explica devido à acomodação do blank na ferramenta primeiro pelo ângulo C1
devido à diferença do curso de prensagem aderindo depois ao ângulo C2 quando o processo
termina.
Já para a interação entre A (óleos) x C (ângulos), pode-se concluir segundo a análise de
variância pelo resultado de rejeição que existe influência. A melhor condição é a4c1com
valores muito próximos aos atingidos pela interação a1c1. O resultado mais desfavorável é a
interação a5c2. Conclui-se que os óleos têm comportamentos semelhantes com exceção do
óleo de milho (a5). Isto se verifica através da Tabela 4.9, abaixo:
Tabela 4.9 – Interação entre óleos (A) e ângulos (C)
a1c1 a1c2 a2c1 a2c2 a3c1 a3c2 a4c1 a4c2 a5c1 a5c2
14,99 18,83 15,18 18,95 15,9 17,76 14,88 19,62 15,9 21,86
Desdobrando os níveis de B e C dentro da interação B x C sendo que a combinação
b2c1 exibiu o menor índice de rugosidade Ra para ângulo interno e b1c1 para tomadas de
medidas para o ângulo externo. A Tabela 4.10 mostra os contrastes e revela que as interações
entre as variáveis não existe igualdade.
89
Tabela 4.10 - Contraste entre as variáveis posição(B) e ângulos (C) parta rugosidade
Contraste C C²/2n GL MSC F0 Ftab Decisão
b1c1-b1c2 -6,54 5,34645 1 5,34645 321,454 3,893934 diferentes
b1c1-b2c1 62,07 481,5856 1 481,5856 28955,22 3,893934 diferentes
b1c1-b2c2 48,44 293,3042 1 293,3042 17634,84 3,893934 diferentes
b1c2-b2c1 68,61 588,4165 1 588,4165 35378,4 3,893934 diferentes
b1c2-b2c2 54,98 377,8501 1 377,8501 22718,15 3,893934 diferentes
b2c1-b2c2 -13,63 23,22211 1 23,22211 1396,224 3,893934 diferentes
4.3.2. Rugosidade RZ
A Tabela 4.11 é apresentada a ANOVA da variável Rugosidade Rz. Para todas as
variáveis estudadas (efeitos principais) a hipótese nula (H0) foi aceita para as interações AxB
e a multi-interação AxBxC sendo que para todas as outras variáveis, a hipótese nula foi
rejeitada já que se obteve o valor da estatística calculada Fo maior que a estatística tabelada
Ftab ao nível de significância α igual a 5% (valor P<0,05). Admite ainda que as variáveis de
entrada A, B, e C tem influência nos resultados de rugosidade Rz.
Tabela 4.11 – ANOVA do parâmetro de rugosidade máxima Rz
Fonte Var Sq GL MQ F0 Ftab Decisão
Óleos (A) 14,33532 4 3,58383 3,720987 2,37 Rejeita
Posição (B) 1671,584 1 1671,584 1735,557 3,84 Rejeita
Ângulos (C) 93,78781 1 93,78781 97,37715 3,84 Rejeita
Interação AB 6,11752 4 1,52938 1,587911 2,37 Aceita
Interação AC 10,89239 4 2,723097 2,827312 2,37 Rejeita
Interação BC 25,48529 1 25,48529 26,46064 3,84 Rejeita
Interação ABC 3,655564 4 0,913891 0,948867 2,37 Aceita
SS Erro 154,1024 160 0,96314
90
Total 1979,96 179
Pela Anova, observa-se que a variável de controle óleo (A), tem influência nas medidas
de rugosidade Rz. As somatórias das medidas de rugosidade Rz para cada tipo de lubrificante
é mostrado na Tabela 4.12.
Tabela 4.12 – Medidas de rugosidade Rz
Óleo Tirroil (a1) Soja (a2) Canola (a3) Girassol (a4) Milho (a5)
Rugosidade Rz (µm) 218,17 232,1 235,6 227,8 249,2
Pelas medidas de rugosidade Rz, observa que as mesmas ficaram próximas exceto para
o óleo a5 que foi desfavorável em relação as outras variáveis, considerando uma rugosidade
alta como indesejável.
Para o teste de contraste foi desdobrada a interação entre os óleos verificando a
divergência entre as interações com o óleo a5. Para as outras combinações há igualdade entre
os óleos. A Tabela 4.13 abaixo representa o valor do contraste entre os óleos.
Tabela 4.13 - Contraste entre os óleos
Contraste C C²/2n GL MSC F0 Ftab Decisão
a1-a3 0,16 0,001422 1 0,001422 0,085511 3,84 São Iguais
a1-a2 -0,31 0,005339 1 0,005339 0,320999 3,84 São Iguais
a1-a4 -0,68 0,025689 1 0,025689 1,544538 3,84 São Iguais
a1-a5 -3,94 0,862422 1 0,862422 51,85293 3,84 São Diferentes
a2-a3 0,47 0,012272 1 0,012272 0,737864 3,84 São Iguais
a2-a4 -0,37 0,007606 1 0,007606 0,457282 3,84 São Iguais
a2-a5 -3,63 0,73205 1 0,73205 44,01433 3,84 São Diferentes
a3-a4 -0,84 0,0392 1 0,0392 2,356891 3,84 São Iguais
91
a3-a5 -4,1 0,933889 1 0,933889 56,14984 3,84 São Diferentes
a4-a5 37,76 79,21209 1 79,21209 4762,608 3,84 São Diferentes
Pode observar pela fonte de variação Posição do ângulo interno (B1) e externo (B2) que
há influência de medidas de rugosidade Rz. Existe uma diferença significativa da rugosidade
entre o ângulo interno do externo sendo que as medidas tomadas foram de B1 = 855,7 µm e
de B2 = 307,17 µm, conforme descrito no item 4.3.1 item de rugosidade Ra.
Considerando a fonte de variação ângulos (C), há uma influência das medidas de
rugosidade Rz embora os ângulos tenham as mesmas medidas, como explicado no item 4.3.1
rugosidade Ra.
Já em relação às interações A x C, pode-se conclui que ha influência porque pela
ANOVA a interação foi rejeitada sendo a melhor condição é a1c1com valores muito próximos
aos atingidos pela interação a4c1. O resultado mais desfavorável é a interação a5c2. Conclui-
se que os óleos têm comportamentos semelhantes com exceção do óleo de milho como
mostrado na Tabela 4.14 de contraste.
Tabela 4.14 - Contraste entre as Interações óleos (A) com ângulos (C)
Contraste C C²/2n GL Fcal Ftab Decisão
a1c1-a1c2 -3,84 1,8432 1 1,8432 3,900236 aceito
a1c1-a2c1 -0,19 0,004512 1 0,004512 3,900236 aceito
a1c1-a2c2 -3,96 1,9602 1 1,9602 3,900236 aceito
a1c1-a3c1 -0,91 0,103513 1 0,103513 3,900236 aceito
a1c1-a3c2 -2,77 0,959113 1 0,959113 3,900236 aceito
a1c1-a4c1 0,11 0,001513 1 0,001513 3,900236 aceito
a1c1-a4c2 -4,63 2,679613 1 2,679613 3,900236 aceito
a1c1-a5c1 -0,91 0,103513 1 0,103513 3,900236 aceito
a1c1-a5c2 -6,87 5,899613 1 5,899613 3,900236 rejeita
a1c2-a2c1 3,65 1,665313 1 1,665313 3,900236 aceito
92
a1c2-a2c2 -0,12 0,0018 1 0,0018 3,900236 aceito
a1c2-a3c1 2,93 1,073113 1 1,073113 3,900236 aceito
a1c2-a3c2 1,07 0,143113 1 0,143113 3,900236 aceito
a1c2-a4c1 3,95 1,950313 1 1,950313 3,900236 aceito
a1c2-a4c2 -0,79 0,078012 1 0,078012 3,900236 aceito
a1c2-a5c1 2,93 1,073113 1 1,073113 3,900236 aceito
a1c2-a5c2 -3,03 1,147613 1 1,147613 3,900236 aceito
a2c1-a2c2 -3,77 1,776613 1 1,776613 3,900236 aceito
a2c1-a3c1 -0,72 0,0648 1 0,0648 3,900236 aceito
a2c1-a3c2 -2,58 0,83205 1 0,83205 3,900236 aceito
a2c1-a4c1 0,3 0,01125 1 0,01125 3,900236 aceito
a2c1-a4c2 -4,44 2,4642 1 2,4642 3,900236 aceito
a2c1-a5c1 -0,72 0,0648 1 0,0648 3,900236 aceito
a2c1-a5c2 -6,68 5,5778 1 5,5778 3,900236 rejeita
a2c2-a3c1 3,05 1,162813 1 1,162813 3,900236 aceito
a2c2-a3c2 1,19 0,177012 1 0,177012 3,900236 aceito
a2c2-a4c1 4,07 2,070613 1 2,070613 3,900236 aceito
a2c2-a4c2 -0,67 0,056113 1 0,056113 3,900236 aceito
a2c2-a5c1 3,05 1,162813 1 1,162813 3,900236 aceito
a2c2-a5c2 -2,91 1,058513 1 1,058513 3,900236 aceito
a3c1-a3c2 -1,86 0,43245 1 0,43245 3,900236 aceito
a3c1-a4c1 1,02 0,13005 1 0,13005 3,900236 aceito
a3c1-a4c2 -3,72 1,7298 1 1,7298 3,900236 aceito
a3c1-a5c1 0 0 1 0 3,900236 aceito
a3c1-a5c2 -5,96 4,4402 1 4,4402 3,900236 rejeita
a3c2-a4c1 2,88 1,0368 1 1,0368 3,900236 aceito
93
a3c2-a4c2 -1,86 0,43245 1 0,43245 3,900236 aceito
a3c2-a5c1 1,86 0,43245 1 0,43245 3,900236 aceito
a3c2-a5c2 -4,1 2,10125 1 2,10125 3,900236 aceito
a4c1-a4c2 -4,74 2,80845 1 2,80845 3,900236 aceito
a4c1-a5c1 -1,02 0,13005 1 0,13005 3,900236 aceito
a4c1-a5c2 -6,98 6,09005 1 6,09005 3,900236 rejeita
a4c2-a5c1 3,72 1,7298 1 1,7298 3,900236 aceito
a4c2-a5c2 -2,24 0,6272 1 0,6272 3,900236 aceito
a5c1-a5c2 -5,96 4,4402 1 4,4402 3,900236 rejeita
Desdobrando os níveis de posição (B) e ângulos (C) dentro da interação B x C, observa-
se que a combinação b2c1 exibiu o menor índice de rugosidade Rz para ângulo interno e b1c1
para o ângulo externo.
A Tabela 4.15 exibe o contraste entre as variáveis e revela que pelas interações entre
elas não existe igualdade ou seja para todos os comportamentos destas variáveis são
diferentes.
Tabela 4.15 – Contraste entre as variáveis posições (B) com ângulos (C) para rugosidade Rz
Contraste C C²2/2n GL MSC F0 Ftab Decisão
b1c1-b1c2 -31,1 120,9013 1 120,9013 125,5283 3,893934 são diferentes
b1c1-b2c1 308,13 11868,01 1 11868,01 12322,21 3,893934 são diferentes
b1c1-b2c2 209,3 5475,811 1 5475,811 5685,376 3,893934 são diferentes
b1c2-b2c1 339,23 14384,62 1 14384,62 14935,14 3,893934 são diferentes
b1c2-b2c2 240,4 7224,02 1 7224,02 7500,49 3,893934 são diferentes
b2c1-b2c2 -98,83 1220,921 1 1220,921 1267,647 3,893934 são diferentes
94
4.4. Resultados da carga de estampagem
A carga total do punção para a deformação completa da peça corresponde à somatória
de todos os esforços envolvidos na deformação, inclusive o atrito. O esforço para a
deformação ideal aumenta continuamente devido ao efeito de encruamento na conformação
plástica.
A força global de atrito é basicamente composta pelo atrito entre o blank e a ferramenta
que parte de um pico de esforço (atrito estático para atrito dinâmico) e diminui continuamente
devido a diminuição da área de material sobre a ferramenta. Isto é verificado pelos gráficos de
tomadas de carga de acordo os lubrificantes utilizados.
Caso não exista folga entre o punção, o blank e a matriz, o atrito deve se estabilizar em
um valor mínimo diferente de zero.
A uniformização da conformação da peça ocorre ao final do processo após toda a área
do blank esta contida no interior da matriz. O procedimento de prensagem foi padrão para
todos os experimentos.
4.4.1. Análise da carga do Punção
O gráfico da Figura 4.5, abaixo, exemplifica a carga de estampagem da prensa pelo
deslocamento do punção com relação ao óleo Tirroil, utilizado na lubrificação.
Figura 4.5 – Valores da força vs deslocamento com o lubrificante Tirroil
95
De acordo com o gráfico da carga pelo deslocamento para o óleo lubrificante Tirroil
verificou-se que o deslocamento máximo tomado foi de 6,38 mm. O curso da ferramenta de
estampagem é de 28 mm constante, e a carga que o punção exerce na chapa para a
estampagem tem o curso menor que o da ferramenta o que corresponde ao curso de
prensagem do punção quando em contato com blank para a confecção da peça (curso de
prensagem). Nestas condições, a carga máxima tomada para este experimento foi de 30.823,9
N sendo que após o alívio de carga, houve o retorno linear do punção.
Em todos os outros óleos lubrificantes utilizados no experimento, o comportamento foi
similar ao óleo Tirroil, sendo que os resultados de força estão apresentados na Tabela 4.16,
abaixo.
Tabela 4.16 – Carga (N) exercida pelo punção na estampagem
Óleo Tirroil Soja Milho Canola Girassol
Força (N) 30.823,9 31.251,75 31.088,37 32.501,23 30.261,74
As representações gráficas do comportamento da força em relação aos óleos
lubrificantes de soja, canola, milho e girassol estão no apêndice deste trabalho.
A Tabela 4.17 é apresentada a ANOVA da variável da força de estampagem (F) sobre a
matriz. Para todas as variáveis estudadas (efeitos principais) a hipótese nula (H0) foi aceita, ou
seja, todas elas não apresentam influência na resposta da força de prensagem (F) já que se
obteve o valor da estatística calculada (F0) menor que a estatística tabelada Ftab ao nível de
significância α igual a 5% (valor P < 0,05).
Tabela 4.17 – ANOVA para força de estampagem
FV SQ GL QM F0 Ftab Decisão
Sst 9505040 14 912359,4 1,558097 3,478049691 aceito
Ssa 3649438 04 912359,4
Sserro 5855602 10 585560,2
96
A Figura 4.6 apresenta uma visão geral dos resultados experimentais de medidas da
carga do punção em relação a todos os lubrificantes. Pode-se observar que todos os óleos
tiveram um comportamento semelhante no que diz respeito a esta variável onde não se
verificou influência dos lubrificantes para tomadas de força de estampagem.
Conclui que para qualquer óleo lubrificante utilizado no processo, a carga que o punção
ira exercer para estampar a peça não terá influência no resultado final, ficando inalterados
estes efeitos em relação à variação do óleo usado.
Figura 4.6 – Medidas da carga de estampagem para todos os óleos lubrificantes
4.5. Resultados para Análise da Corrosão
4.5.1. Curvas de Polarização
A Figura 4.7, apresenta as curvas de polarização catódica e anódica do aço
eletrogalvanizado IF gerada pelo processo de conformação de estampagem utilizando
diferentes óleos como lubrificantes. Os ensaios foram realizados em solução de 3,5% de
NaCl, em condições naturalmente aerada. São indicados também nestas Figuras os potenciais
de equilíbrio do hidrogênio, bem como os potenciais de equilíbrio Zn/Zn2+. A Tabela 4.18,
97
apresenta estes potenciais de equilíbrio do hidrogênio, calculados com base no pH da solução
e descrito, e o potencial de equilíbrio Zn/Zn2+.
Figura 4.7 – Curvas de Polarização anódicas e catódicas do aço eletrogalvanizado IF em
solução de 3,5% de NaCl, naturalmente aerada.
Todas as amostras testadas apresentaram dissolução ativa na solução, ou seja, não foi
observado nenhum domínio de passivação numa faixa de 600 mV de polarização. Observa-se
inicialmente que o potencial de corrosão não se alterou devido a deformação no corpo-de-
prova e nem pelo tipo de óleo utilizado durante o processo de conformação.
De acordo com o Diagrama de Pourbaix da Figura 4.8, nota-se que nas curvas de
polarização que abaixo do potencial de -1119 mV (ECS) as amostras encontram-se dentro do
regime de imunidade do Zn. Pode ser observado que as curvas anódicas praticamente se
superpõem, ao passo que as curvas catódicas se superpõem a partir do potencial de -1300 mV.
Este fenômeno ocorre devido a redução do oxigênio gasoso em água, presente no meio
aerado. Após este potencial, verifica-se a redução dos íons H+ em Hidrogênio. Assim sendo,
os valores elevados de corrente observados nas curvas catódicas, naturalmente aeradas, ocorre
devido as reações de redução de oxigênio e de hidrogênio.
98
Através de uma análise dos resultados obtidos nos ensaios de polarização anódica e
catódica dos aços em solução de 3,5% de NaCl naturalmente aerada, verifica-se uma
similaridade nas curvas para todos os corpos de prova. Isto comprova que o óleo de
conformação não influenciou na suscetibilidade do aço a corrosão.
A Tabela 4.18 apresenta Potenciais de corrosão, equilíbrio H/H+, equilíbrio Zn/Zn2+
para as amostras, conformados com diferentes óleos de lubrificação, na condição
naturalmente aerada da solução de 3,5% de NaCl.
Tabela 4.18 – Potenciais de corrosão, equilíbrio H/H+, equilíbrio Zn/Zn2+ para as amotras,
conformadas com diferentes óleos de lubrificação, na condição naturalmente aerada da
solução de 3,5% de NaCl.
Óleo para conformação
Ecorr mV (ECS)
Pot. Equil. H/H+
mV (ECS)
Pot. equil. Zn/Zn2+
mV (ECS)
n
Ecor – EH/H+
Ecor – EZn/Zn2+
Tirroil -1028
-681
-347
-881
-147
Soja -1027 -346 -146
Canola -1029 -348 -148
Girassol -1028 -347 -147
Milho -1037 -356 -156
Blank -1029 -348 -148
Os potenciais de equilíbrio H/H+ e Zn/Zn2+ foram calculados com base nas reações
descritas pelo diagrama de equilíbrio eletroquímico E vs. pH, como proposto por Pourbaix
(1963), para o sistema Zn/H2O a 25 °C, apresentado na Figura 4.8. A seguir são apresentadas
as reações para os cálculos destes potenciais.
H2 = 2H+ + 2e-
Eo = 0,000 – 0,0591 x pH Eq. 17
Eo = -0,0591 x 7,44
99
Eo = -0,440mV (EH) ou Eo = -0,681 mV (ECS),
Zn + H2O = ZnO + 2H+ + 2e-,
EO = -0,439 - 0,0591 pH Eq. 18
Eo = -0,439 – 0,0591 x 7,44 = 0,878
Eo = - 0,878 (EH) convertendo Eo = -0,1119 (ECS).
Figura 4.8 – Diagrama E x pH do Zn/H2O. (POURBAIX, 1963)
Com base no diagrama acima, os potenciais de corrosão se encontram dentro do
domínio de corrosão.
Todos os corpos-de-prova apresentaram potenciais de corrosão em condições
naturalmente aeradas, que se situaram dentro do domínio de corrosão, com a solubilidade do
100
íon Zn2+ na concentração de 10-4 íon g l-1, e abaixo da linha de equilíbrio H/H+. Neste caso,
as reações de dissolução anódica Zn/Zn2+ e redução de hidrogênio foram
termodinamicamente espontâneas na superfície do metal. Sendo assim, todas as ligas, com
diferentes processos de conformação, sofreram efeito conjunto de dissolução ativa, por estar
dentro do domínio de corrosão com solubilidade do íon Zn2+, e redução de hidrogênio na
superfície da liga.
A diferença média entre o potencial de corrosão e o potencial de equilíbrio H/H+ foi de
-348 mV. Nesta condição, sem aplicação de potencial, ou seja, no potencial de corrosão a
reação de redução do hidrogênio já é termodinamicamente espontânea.
Como mostrado na Tabela 4.18, a diferença média entre o potencial de corrosão e o
potencial de equilíbrio Zn/Zn2+ foi de -148 mV para todas as amostras. Ou seja, esta é sobre-
tensão necessária para as amostras estarem dentro do domínio de imunidade do Zn.
A Tabela 4.19, abaixo apresenta as densidades de corrente anódicas medidas a 50 mV e
100mV acima do potencial de corrosão. Embora a variação de densidade corrente entre os
corpos de prova foi muito pequena, nota-se que para a corrente de 50 mV o melhor resultado
foi para o óleo de canola que obteve o menor índice de corrente. Em contrapartida o pior
desempenho ficou a cargo de o óleo Tirroil devido ser a maior medida de corrente.
Notadamente, o blank obteve um valor desconforme perante as outras medidas indicando
claramente que a lubrificação tem influência direta no resultado, mas ao longo da curva, o
valor se estabiliza.
Tabela 4.19 – Potencial de corrosão e densidade de corrente anódica medida a 50mV e 100
mV acima do potencial de corrosão.
101
Condições Ecor (mv) i cor (A) i a 50mv acima Ecor (A)
i a 100mv acima de Ecor
(A)
Óleo Tirroil -1028 5,9509 E-6 0,0018295 0,013675
Óleo Soja -1027 5,2948 E-6 0,0015259 0,016211
Óleo Canola -1029 7,5531 E-6 0,0011319 0,013477
Óleo Girassol -1028 3,5184 E-6 0,0015878 0,014426
Óleo Milho -1037 5,7156 E-6 0,0014117 0,012097
Blank Sem lub. -1029 2,4933 E-6 0,0024225 0,013931
4.5.2 – Potencial ao Longo do Tempo
A Figura 4.9, abaixo apresenta as medidas de potencial versus tempo obtido durante
1600 horas de ensaio. A Figura 4.10, apresenta o diagrama de equilíbrio eletroquímico E pelo
pH, como proposto por Pourbaix (1963), para o sistema Fe/H2O a 25 °C .
102
Figura 4.9 – Curvas de potencial de corrosão x tempo na solução de 3,5% de NaCl,
naturalmente aerada. (POURBAIX, 1963)
Figura 4.10 – Diagrama E x pH do Fe/H2O. (POURBAIX, 1963)
Pelas analises da evolução do potencial de corrosão, nota-se que o potencial inicial foi
da ordem de -1020 mV (ECS). Neste caso, este potencial seria proporcionado pelo filme de
Zn eletrodepositado na superfície do metal. Após 1400 horas o potencial de corrosão de todas
as amostras tende ao valor de -600 mV (ECS), que é o potencial de corrosão do Fe, segundo o
diagrama de Pourbaix acima.
Assim sendo, pode-se concluir que provavelmente após 1400 horas ocorreu a quebra do
filme de Zn e o início do processo de corrosão na chapa de aço. Esta afirmação pode ser
comprovada pela Figura 4.11 abaixo. A Figura 4.11, do lado (A) mostra o processo de
corrosão na chapa após 1000 horas de imersão, onde é possível notar a presença do óxido
branco de Zn. Na Figura 4.11, ao lado (B), após 1400 horas de imersão, nota-se a corrosão
vermelha ocasionada pelo óxido de Fe.
103
Figura 4.11 – Processo de Corrosão do Zn (A) após 1000 horas e corrosão do Fe (B) após
1400 horas
104
5. CONCLUSÃO
Tomando como base os resultados e discussões expostos no capítulo anterior, puderam-
se alcançar as seguintes conclusões:
a) De acordo com a análise do DRX, os resultados nos dizem que existem tensões
residuais macro ou tipo 1 nas regiões das dobras D e H. Esta conclusão foi obtida
considerando o resultado do deslocamento dos picos característicos do material analisado.
b) Pela análise do difratograma, o deslocamento dos picos tenderam para a direita
bem como a redução da distância dos planos, o que evidencia surgimento de tensão residual
compressiva.
c) Pela Análise de variância e de microindentação, o óleo, a posição da medida e
a interação entre óleo e ângulo têm influência direta na tensão residual.
d) Os resultados da microindentação nos mostram que existem tensões residuais
de compressão na região das dobras D e H. Esta conclusão foi obtida considerando que a
dureza aumentou nessas regiões comparadas com a dureza do blank pelo ensaio de micro
indentação.
e) Os lubrificantes têm influência direta no resultado de dureza e posição.
Considerando que a dureza exprime a presença de tensões residuais nas amostras o fato de
haver durezas diferentes dependendo do óleo utilizado no processo, indica que há um óleo que
proporcionara tensões mais favoráveis a resistência a fadiga. Este óleo de acordo com os
resultados é o Tirroil. Os óleos soja e milho têm comportamento igual com resultados obtidos
bem próximos ao de melhor rendimento.
f) De acordo com as medidas de rugosidade Ra, conclui-se que os lubrificantes
têm influência direta nestes resultados. Outro fator a considerar é que pelo teste de igualdade
quando combinados entre si, os óleos tem comportamento semelhante. A exceção é o óleo de
milho.
g) A posição dos ângulos tem significativa diferença sendo que externamente as
medidas de rugosidade Ra são maiores.
105
h) Para as medidas de rugosidade Rz, todos os comportamentos foram similares
aos das medidas de rugosidade Ra.
i) Para qualquer óleo lubrificante utilizado no processo, não foi verificado
diferença significativa na carga que o punção irá exercer para estampar a peça, ficando
inalterados estes efeitos em relação à variação do óleo usado.
j) Pela análise da corrosão localizada, o óleo lubrificante tem influência direta
nos resultados quando comparados ao blank conformado sem lubrificação com as amostras
lubrificadas.
k) Pelos resultados das Curvas de Polarização, e de Potencial VS Tempo, conclui-
se que os lubrificantes não tem influência nos resultados de corrosão.
l) Provavelmente após 1500 horas ocorreu a quebra do filme de Zn e o início do
processo de corrosão na chapa de aço segundo o diagrama de Pourbax.
m) De acordo com as densidades de corrente de 50 mV e de 100mV acima do
potêncial de corrosão, o blank obteve um valor desconfortável em relação aos demais óleos
utilizados. O valor da corrente que foi um índice mais elevado em relação aos demais, indica
claramente que a lubrificação tem influência direta no resultado de corrosão. Mas vê-se que
ao longo da curva de polarização, o valor se estabiliza e os índices ficam iguais as demais
amostras.
n) Como conclusão geral, através de cada variável estudada, foi dado um conceito
de acordo com cada experimento e verificado pela Tabela 5.1.
106
Tabela 5.1 – Conclusão geral.
Experimento Microindentação Rugosidade Ra Rugosidade Rz Força Corrosão
Óleo
Tirroil (a1) A A A A A
Soja (a2) B A A A A
Canola (a3) D A A A A
Girassol (a4) C A A A A
Milho (a5) B D D A A
Sendo os conceitos: A - Ótima; B - Bom; C - Regular; D - Ruim.
Conclui-se que o melhor óleo para a estampagem é o Tirroil, mas pode ser substituído
pelo óleo de Soja.
107
6. SUGESTÃO PARA TRABALHOS FUTUROS.
Considerando que o processo de estampagem de chapas metálicas envolve certas
variáveis, tais como: material, lubrificação, velocidade de conformação, geometria da
ferramenta, corrosão localizada, ficam abertas novas possibilidades para realização de
pesquisas futuras nesta área:
a) Realizar medidas de Indentação para detectar as tensões residuais fora das áreas
protegidas pela camada de Zn, confrontando os resultados;
b) Avaliar a composição química dos óleos em estudo para verificar quais os
componentes ativos dos mesmos;
c) Verificar através dos resultados de rugosidade Ra e Rz qual será a rugosidade
mais propícia para receber a camada de tinta;
d) Realizar ensaios de Impedância;
e) Fazer um estudo de custos financeiros dos óleos estudados.
108
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