O ensaio de tração é o mais simples para o levantamento de curvas de escoamento para pequenas deformações. Durante o ensaio, um corpo de prova é tracionado uniaxialmente e a deformação de seu comprimento útil é registada juntamente com a força necessária para provocar essa deformação. Uma das grandes vantagens desse ensaio é o fato de ele estar perfeitamente normalizado por várias instituições como ABNT, AISI, ASTM, DIN, etc. Outra grande vantagem é que não existe movimento relativo (e, portanto, atrito) entre o corpo de prova e as ferramentas de ensaio. A desvantagem do ensaio de tração, como método para levantamento de curvas de escoamento destinadas ao uso em processos de conformação mecânica, é que a deformação máxima obtida, para o caso de ligas metálicas, dificilmente ultrapassa 30%. Nos processos de conformação mecânica, por outro lado, a deformação pode atingir valores muito maiores do 100%. A Fig.1 mostra uma típica curva de escoamento obtida através do ensaio de tração para materiais metálicos dúteis. Esse tipo de representação é denominado curva de escoamento nominal ou convencional e é construído a partir dos conceitos de deformação relativa (?) e tensão convencional (s), onde:

Sendo l_i o comprimento instantâneo do corpo de prova durante o ensaio, l_0; seu comprimento inicial de referência; A_0, a área inicial da seção transversal do corpo de prova; e F a força instantânea aplicada.

Uma segunda representação da curva de escoamento pode ser construída a partir dos conceitos de deformação verdadeira (f) – também denominada logarítmica ou efetiva – e de tensão verdadeira (k_f), sendo que:

Onde F é a força instantânea aplicada e A_i, a área instantânea de seção transversal do corpo de prova. A Fig.2 mostra esquematicamente o comportamento das duas curvas quando obtidas através do ensaio de tração.

No ensaio de compressão, um corpo de prova cilíndrico (amostra) é comprimido entre duas placas planas enquanto são registradas a variação da altura instantânea do mesmo e a força instantânea necessária para provocar a deformação. O ensaio de compressão é utilizado quando se deseja testar o material até altos valores de deformação. Não é usual representar a curva de escoamento convencional a partir do ensaio de compressão. Para construção da curva de escoamento verdadeira utiliza-se as mesmas definições de (f) e (k_f) do ensaio de tração. A Fig.3 [2] mostra esquematicamente três etapas do ensaio. Embora o ensaio de compressão a temperatura ambiente também esteja perfeitamente normalizado, quando se deseja obter curvas de escoamento a altas temperaturas muitas variáveis acabam por ser definidas pelo próprio laboratório que está construindo as curvas. A principal vantagem do ensaio de compressão é a simplicidade geométrica do corpo de prova. A desvantagem é que, como existe movimento relativo entre a amostra e as ferramentas de ensaio, surgem na interface amostra/ferramenta tensões de atrito que levam ao embarrilamento da amostra (representada à direita na Fig.3). Devido ao atrito e ao embarrilamento da amostra, o ensaio deixa de ser uniaxial. Além disso, o atrito faz com que a força total medida seja maior do que a força necessária para deformar o corpo de prova em um estado uniaxial de tensões. Assim, para a construção precisa da curva de escoamento a partir do ensaio de compressão, correções devem ser feitas[1].

O ensaio de torção tem a vantagem de permitir que sejam atingidas elevadas deformações sem a interferência do atrito. A sua desvantagem em relação ao ensaio de compressão está na complexidade geométrica do corpo de prova. Outra desvantagem é que o tratamento matemático dos dados experimentais para a obtenção da curva de escoamento (k_f) versus (f) é um tanto mais complexo do que nos casos dos ensaios de tração e compressão. A Fig.4 mostra esquematicamente um corpo de prova de torção e as grandezas experimentais medidas durante o ensaio. Durante o ensaio, a amostra é um momento torçor ou binário (Mt), o qual é registrado juntamente com a deformação angular (?) que provoca. O tratamento matemático desses dados para a obtenção da curva de escoamento é detalhado na bibliográfia do Schaeffer[1] e Rodrigues[3].

[our_team image=”” title=”Referências” subtitle=”” email=”” phone=”” facebook=”” twitter=”” linkedin=”” vcard=”” blockquote=”” style=”vertical” link=”” target=”” animate=””][/our_team]

[1] Schaeffer, L.; Brito, A. M. G.; Soares, S. R.. Curvas de escoamento: métodos e aplicações. In: XIII Seminário Nacional de Forjamento, 1993, Porto Alegre. Anais do XIII Seminário Nacional de Forjamento. Porto Alegre, 1993, p. 148-182;

[2] Marques, A. S.. Estudo do forjamento de peças vazadas a partir de geratriz tubular. Dissertação de Mestrado, Programa de Pós-Graduação em Engenharia de Minas, Metalúrgica e de Materiais (PPGE3M), Universidade Federal do Rio Grande do Sul (UFRGS), 2013;

[3] Rodrigues, J. M. C.; MARTINS, P. A. F.. Tecnologia mecânica: tecnologia da deformação plástica, vol. 1 – fundamentos teóricos. Lisboa: Escolar Editora, 2005.

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Durante o processo de forjamento, a curva de escoamento depende da temperatura, da velocidade de deformação, do estado de tensões e da ocorrência, ou não, de fenômenos metalúrgicos como encruamento, recuperação e recristalização.

A curva de escoamento é fundamental para a realização de qualquer cálculo de projeto que vise prever a força ou a energia necessária à conformação ou a forma como o material escoa na matriz. Quanto mais precisa for a curva de escoamento utilizada no cálculo, mais preciso será o resultado, não importando se o mesmo é feito utilizando-se simples fórmulas empíricas ou sofisticados programas de simulação de processo.

Embora, nos dias de hoje, os programas de simulação tenham atingido um enorme grau de confiabilidade, a qualidade dos resultados que eles fornecem depende da qualidade dos dados introduzidos, fundamentalmente da curva de escoamento. Considerando esses fatos, um projeto de pesquisa permanente do Laboratório de Transformação Mecânica da Universidade Federal do Rio Grande do Sul (LdTM/UFRGS) é a obtenção de curvas de escoamento de diferentes materiais em diferentes condições. Por exemplo, um mapa de processamento típico para um aço a ser forjado a quente ou a morno envolve o levantamento de curvas de escoamento a 700, 800, 900, 1000, 1100 e 1200ºC em velocidades de deformação de 0,1, 1,0 e 10,0 s-1. É importante ressaltar que a velocidade de deformação não é a velocidade do equipamento, sendo definida como:

Onde f.é a velocidade de deformação, V é a velocidade da prensa ou da máquina de ensaios e h é a altura instantânea do corpo de prova ou da peça. A análise dimensional dessa expressão permite compreender a unidade [s-1] da velocidade de deformação.

As curvas de escoamento são obtidas através de ensaios padronizados, principalmente os ensaios de tração, compressão ou torção. Como a curva de escoamento também depende do estado de tensões, pode ser importante escolher qual ensaio utilizar, dependendo do tipo de processo que será estudado com os dados obtidos. Por exemplo, se o processo a ser estudado for uma trefilação, o ensaio mais adequado é o ensaio de tração. Para a obtenção de dados para estudo de processos de forjamento, o ensaio mais adequado é o ensaio de compressão.

No LdTM/UFRGS, o ensaio mais utilizado para o levantamento de curvas de escoamento é o de compressão de corpos de prova cilíndricos.

Todos os ensaios apresentam vantagens e desvantagens. A principal vantagem do ensaio de compressão é a simplicidade geométrica do corpo de prova. A principal desvantagem é que os resultados obtidos são afetados pelo atrito entre o corpo de prova e as ferramentas de compressão. A Fig.1 mostra esquematicamente o sistema de aquisição de curvas de escoamento do LdTM/UFRGS. A Fig.2 mostra a geometria tipicamente utilizada para o corpo e as dimensões do mesmo em função do material e das condições de ensaios.

A Fig.3 mostra um conjunto de curvas de escoamento levantadas (no LdTM/UFRGS) para o aço ABNT 4340 em diferentes condições de temperatura e velocidade de deformação. Este caso mostra a situação mais comum em que os valores de tensão aumentam com a diminuição da temperatura e com o aumento da velocidade de deformação. Entretanto, pode acontecer, dependendo do estado inicial, o material e das condições do ensaio, que durante o mesmo ocorram fenômenos de recuperação e/ou recristalização do material e, nesse caso, o comportamento descrito acima não se verifique em toda a faixa de temperatura e velocidades de deformação utilizadas.

Além disso, a forma clássica das curvas de escoamento (Fig.3) pode se modificar drasticamente. A Fig.4 mostra as curvas obtidas (no LdTM/UFRGS) a temperatura ambiente com velocidade de deformação igual a 1,0 s-1 para uma liga de alumínio ABNT 6061 submetida a diferentes tratamentos térmicos. Finalmente, a Fig.5 mostra curvas para diferentes materiais para diferentes condições de ensaios [1,2].

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[1] Brito, A. M. G.. Forjamento Progressivo: Processo Alternativo para Prensas de Pequena Capacidade. Dissertação de Mestrado, PPGE3M/UFRGS, Porto Alegre, RS, Brasil, 1988;

[2] Boyer, H. E.. Atlas of Stress-Strain Curves. ASM International, Metals Park, Ohio, USA, 1987.

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Na conformação mecânica, o custo das ferramentas no processo de forjamento em matriz fechada representa atualmente entre 17 e 35% do custo total de um componente forjado. Essa parcela, devido ao custo da ferramenta, é em grande parte determinada pela vida útil da mesma.

Um processo de forjamento a quente envolve um sistema complexo no qual um billet metálico, normalmente a 1000ºC, no caso de forjamento de aço, é deformado entre duas matrizes para a obtenção de uma forma final desejada. Normalmente, as matrizes são aquecidas a temperaturas entre 200°C e 300ºC com o objetivo de evitar um choque térmico muito violento entre o metal forjado e a ferramenta. Outra razão pela qual as matrizes são aquecidas é que, a temperatura ambiente, os aços nos quais elas são confeccionadas apresentam uma fragilidade relativamente alta, não sendo capazes de resistirem às altas tensões que se desenvolvem durante o processo. Em razão disso, durante o processo, as ferramentas são submetidas a tensões, deformações e gradientes de temperatura que provocam, em uma fina camada superficial, desgaste térmico e adesivo, bem como fadiga termomecânica. Por outro lado, se uma chapa relativamente fina puder ser moldada e bem adaptada à superfície da cavidade da matriz, formando um inserto (copiando o conceito das ferramentas de usinagem com insertos), esse material é que sofrerá os processos de desgaste e fadiga relatados acima. Se, além disso, essa “máscara” (Figura 2) puder ser fabricada em um material menos nobre e facilmente substituída quando apresentar problemas, isto poderá trazer uma grande vantagem econômica ao processo.

O Laboratório de Transformação Mecânica (LdTM) da Universidade Federal do Rio Grande do Sul (UFRGS), em cooperação com o Instituto de Conformação Mecânica (IBF) da Universidade Técnica de Aachen (RWTH), na Alemanha, está iniciando projeto de pesquisa cuja proposta é a realização de um abrangente estudo de natureza teórico-experimental, investigando a aplicação de tal conceito a uma geometria simples e o comportamento básico do inserto quando em serviço submetido aos mecanismos de desgaste e fadiga.

Devido à aplicação da força necessária para deformar o metal, altas tensões normais se desenvolvem na interface entre o metal sendo deformado e a ferramenta. No momento em que a deformação é iniciada, estabelece-se um movimento relativo entre as superfícies da matriz e do billet, gerando atrito e calor na interface (mesmo com a utilização de lubrificantes), com o desenvolvimento de tensões tangenciais, no mínimo iguais à metade da tensão de escoamento do material sendo forjado. À medida que a deformação prossegue, vai existindo cada vez mais área de contato entre a superfície do billet e a superfície da ferramenta e um maior tensionamento da ferramenta. À medida que os detalhes da matriz vão sendo preenchidos, altas tensões, que podem ser muito maiores que a tensão de escoamento do material, se desenvolvem nesses pontos. Quando o forjamento está quase completo, inicia-se a formação da rebarba. Neste ponto, o tensionamento da ferramenta atinge o valor máximo.

Todo esse carregamento mecânico e variações de temperatura levam a matriz a falhar com o tempo e definem sua vida útil. Os principais fenômenos que contribuem para a falha da ferramenta após um determinado número de ciclos de forjamento são: (a) desgaste abrasivo; (b) fadiga mecânica; (c) fadiga térmica; (d) amolecimento; (e) deformação plástica; (f) fragilização superficial [1-12].

Nas primeiras etapas do projeto será estudada a hipótese, sugerida por estudos preliminares, de que uma máscara produzida em uma chapa metálica fina pode ser usada para evitar o desgaste abrasivo e adesivo de matriz de forjamento, e também para reduzir as principais tensões térmicas e mecânicas, que contribuem para fadiga da ferramenta. O estudo será conduzido por meio de simulações numéricas validadas por experimentos de forjamento. Deverá ser verificado para que geometrias de peça e matriz o fluxo de material ocorre, de forma a não provocar qualquer movimento relativo entre a máscara e a matriz base. Nesses casos, prevê-se que o desgaste adesivo e abrasivo da ferramenta base será insignificante. Isso será inicialmente investigado através de um estudo de simulação numérica em que a máscara metálica e a ferramenta base são modeladas separadamente e o contato entre elas ocorre apenas devido a efeitos do atrito. Adicionalmente, a continuação de estudos utilizando simulação numérica deverá fornecer informações sobre como a máscara metálica influencia as tensões na ferramenta. A expectativa, suportada por pesquisas preliminares, é que as tensões térmicas na matriz base serão bastante reduzidas apenas devido ao fato de a máscara reduzir o gradiente térmico a que a mesma fica sujeita durante o ciclo de forjamento.

Todo o desenvolvimento deverá ser feito utilizando-se matrizes relativamente simples, com e sem máscara. Com isso, por meio da comparação direta das tensões e temperaturas que se ocorrem em cada caso, deverá ser possível realizar uma primeira estimativa do efeito da máscara sobre a vida da matriz de acordo com o conceito de uma curva de Wöhler para um componente submetido a ciclos térmicos e mecânicos.

Com relação a uma aplicação prática futura do conceito de máscaras sobre matrizes de forjamento, deverão ser avaliadas que geometrias de máscaras podem ser fabricadas por operações simples de conformação de modo a terem um custo competitivo. Isto poderá ser feito comparando-se o custo de fabricação das mesmas com o custo de fabricação de peças forjadas com geometrias similares. Finalmente, deverá ser avaliado o quão simples deve ser o processo de fabricação de uma máscara, de modo a ser o processo economicamente viável.

Se os resultados desse estudo mostrarem que o conceito é tecnicamente, ou seja, forem obtidas maiores vidas de matriz e/ou vantagens econômicas, o conceito deverá ser expandido. Isto significa que o mesmo processo de desenvolvimento deverá ser aplicado à produção de um componente forjado de geometria mais complexa fornecida por um parceiro industrial. O LdTM e o IBF buscam parceiros industriais interessados em participar desse estudo.

[our_team image=”” title=”Referências” subtitle=”” email=”” phone=”” facebook=”” twitter=”” linkedin=”” vcard=”” blockquote=”” style=”vertical” link=”” target=”” animate=””] [/our_team]

[1] J.F. Archard; Contact and Rubbing of flat surfaces; Journal of applied physics, pp. 981-988

[2] J.A. Behrens, F. Schäfer; Prediction of wear in hot forging tools by means of finite-element-analysis; J Mater Process Tech 167 (2005), pp. 309-315

[3] B.A. Behrens; Finite element analysis of die wear in hot forging processes; Cirp Ann-Manuf Techn 57/1 (2008), pp. 305-308

[4] R.L. Norton; Projeto de máquinas, uma abordagem integrada, Bookman Publisher

[5] Projekt; FEM-Simulation des Werkzeugsversagens bei Warmmassivumformprozessen infolge thermisch-mechanischer Materialermüdung, IBF (Institut für Bildsame Formgebung, RWTH-Aachen) und IFUM (Institut für Umformtechnik und Umformmaschinen, Leibniz Universität Hannover), 2010

[6] E.G. Dieter; Mechanical Metallurgy, Guanabara Koogan S.A., Brazil, 1981

[7] B.A. Behrens, A. Bouguecha, T. Hadifi et al.; FEM-Simulaton der Werkzeugversagens bei Warmmassivumformprozessen infolge thermisch-mechanischer Materialermüdung; Schmiede Journal /09 (2011), pp. 42-46

[8] B.A. Behrens, F. Schäfer; Vorhersage des Werkzeugversagens durch Materialermüdung in der Warmmassivumformung, Springer-Verlag, Düsseldorf, 2008

[9] M.L. Santaella, M. Muckelbauer, G. Hirt; Mechanical Fatigue Prediction – Welded Tools; Forge User Meeting, Cannes, France (2012)

[10] M. Knörr; Auslegung von Massivumformprozessen gegen Versagen durch Ermüdung, Bericht: Institut für Umformtechik, Universität Stuttgart, Springer-Verlag, Heidelberg, 1995

[11] S. Gao; Life Estimation of Forging Dies, VDI-Fortschritt-Berich, VDI-Verlag, Düsseldorf, 2005

[12] E. Doege, B.-A. Behrens; Handbuch Umformtechnik, 2. ed., Springer, Berlin, Heidelberg, 2010

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Quando metais são deformados a baixa temperatura, mecanismos de encruamento, tal como o aumento de densidade de discordâncias, levam a um aumento na tensão necessária para continuar a deformação. Entretanto, em processos executados a alta temperatura, como, por exemplo, o forjamento a quente, processos de difusão tornam-se importantes e fenômenos microestruturais, tais como recuperação e recristalização (dinâmica e/ou estática), podem ocorrer modificando a forma como o material escoa [2, 3].

Para metais, especialmente aqueles com altas energias de falha de empilhamento (acima de 0,1 J/m2), o encruamento é limitado pela recuperação dinâmica, a qual pode ser definida como um equilíbrio dinâmico entre a taxa de geração e a taxa de aniquilação de discordâncias durante a deformação, resultando em um rearranjo contínuo das mesmas, o que leva a um amolecimento do material [4, 5]. Para materiais com baixas energias de falha de empilhamento, como é o aço na fase austenítica, a recuperação dinâmica é menos eficaz. Nesses materiais, o principal mecanismo de amolecimento é a recristalização dinâmica que reduz a tensão de escoamento e o tamanho de grão. À medida em que o material é deformado um grande número de defeitos é gerado a nível cristalino. Esses defeitos aumentam o potencial termodinâmico para o início da recristalização dinâmica. Tão logo uma deformação crítica é atingida, começa a ocorrer a nucleação de novos grãos livres de deformação, principalmente nos contornos dos grãos anteriores deformados [3]. Esse fenômeno produz um forte refinamento de grão, que se traduz macroscopicamente como um forte amolecimento na curva de escoamento. Além da composição química e da microestrutura inicial, a recristalização dinâmica é fortemente dependente da temperatura, da deformação e da taxa de deformação aplicadas sobre o material [4-6]. Por meio do controle dos fenômenos de recristalização durante o processo, é possível obter um grande refinamento de grão. A Figura 1 mostra as mudanças que ocorrem na curva de escoamento de um aço em função das mudanças microestruturais que ocorrem durante a deformação a quente [1].

Para demonstrar a aplicação do FEM em um processo de conformação mecânica com previsão microestrutural, foi simulado um ensaio de compressão que equivale a uma operação de forjamento em matriz aberta bastante simples. Durante o ensaio, a amostra é comprimida entre duas placas planas, reduzindo a sua altura e fazendo com que ocorra um fluxo de material na direção radial, aumentando o seu diâmetro. A Figura 2 mostra os passos básicos do teste de compressão a quente.

Para a simulação foi utilizado o programa de elementos finitos LARSTRAN/SHAPE com o pré/pós-processador PEP (Programmer’s Environment for Pre-Postprocessing) e o módulo de simulação de microestrutura STRUCSIM, ambos desenvolvidos no Instituto de Conformação Mecânica da Universidade de Aachen, na Alemanha. Para cada incremento de deformação ocorrem iterações entre o módulo de simulação termomecânica e o módulo de simulação microestrutura. O módulo termomecânico alimenta o módulo de microestrutura com os valores instantâneos de temperatura, deformação e taxa de deformação. O módulo microestrutural calcula, então, a evolução da microestrutura, dependendo dos valores alimentados e tendo em conta o seu estado anterior. Os dados iniciais da simulação podem ser vistos na Tabela 1. A Figura 3 mostra o modelo numérico usado para simular o ensaio de compressão. O modelo numérico reproduz condições usuais de ensaio utilizando os parâmetros da Tabela 1.

A finalidade do teste de compressão é principalmente demonstrar a alteração no tamanho do grão do material devido à recristalização dinâmica. Sabe-se que a distribuição homogênea e mais fina de grãos proporciona um melhor comportamento mecânico, especialmente para componentes expostos a cargas cíclicas (fadiga).

A Figura 4 revela a distribuição de temperatura na amostra após a compressão. Os resultados das simulações numéricas indicam uma perda de temperatura nas faces superior e inferior, devido à condução de calor entre a peça e a ferramenta. Como esperado, os corpos de prova têm um formato final de barril, devido às forças de atrito atuantes entre os mesmos e as superfícies das ferramentas, restringindo o fluxo de material ao longo desta região.

As Figuras 5(a) a 5(d) mostram a distribuição de deformação efetiva ao longo da seção transversal central da amostra em diferentes estágios do processo. Pode-se observar como o grau de deformação aumenta com a redução em altura, em especial na região central da amostra. Nas regiões de fluxo restrito pelo atrito (interfaces entre amostra e ferramentas) o grau de deformação é menor. Embora esse comportamento seja esperado, apenas por meio do FEM é possível quantificar com precisão o perfil da deformação ao longo da peça, o que é importante para otimizar o comportamento mecânico, visto que influencia diretamente a microestrutura final do componente.

A Figura 6 mostra os resultados numéricos para a fração recristalizada da microestrutura e tamanho de grão médio ao final do processo. Como mencionado, quando um grau de deformação crítica é atingido durante o processo, ocorre a recristalização dinâmica com a nucleação de novos grãos livres de deformação. Essa recristalização dinâmica depende do grau de deformação imposto sobre o material, como visto na Figura 6. Nota-se na Figura 6(a) que no centro da amostra, onde o grau de deformação é maior (ver Figura 5(d)), a fração da microestrutura dinamicamente recristalizada (DRX) chega a 1, significando que ocorreu a completa recristalização do material naquela região. Por outro lado, à medida em que se observa regiões mais afastadas do centro da amostra, a fração recristalizada diminui atingindo um valor mínimo junto à superfície, onde menores deformações são encontradas. A recristalização dinâmica produz um refinamento de grão na região central da amostra. O tamanho diminui de 75 µm para 30 µm, como mostrado na Figura 6b. De acordo com os resultados numéricos, um tamanho de grão mais fino e homogêneo é esperado na região central da amostra (ponto 1 na Figura 6(a)). Por outro lado, próximo às superfícies de contato entre o corpo de prova e as ferramentas, espera-se um grão mais grosso (ponto 2 na Figura 6(a)). Na região do ponto 3 da Figura 6(a) é esperada uma microestrutura não homogênea composta por grãos, visto que a recristalização é apenas parcial nessa região. Essa distribuição de microestrutura prevista pela simulação numérica também é observada experimentalmente.

Este é um estudo de caso simples, mas útil para demonstrar a relevância do FEM para conformação mecânica, tanto na área de pesquisa quanto em ambiente industrial. Controlando-se os parâmetros que influenciam diretamente a evolução da microestrutura do material, é possível otimizar o processo visando a obter uma microestrutura homogênea e refinada, e, consequentemente, melhorar o desempenho mecânico do produto final. Isto pode ser feito por meio de simulação numérica por FEM, evitando-se os altos custos envolvidos com um desenvolvimento experimental apontando tentativa e erro.

Por outro lado, para que cada vez mais melhores resultados sejam obtidos, é crucial empregar maiores esforços na pesquisa para otimização dos modelos matemáticos para previsão da evolução microestrutural durante operações de trabalho a quente implementadas em sistema FEM.

[our_team image=”” title=”Referências” subtitle=”” email=”” phone=”” facebook=”” twitter=”” linkedin=”” vcard=”” blockquote=”” style=”vertical” link=”” target=”” animate=””] [/our_team]

[1] T.C.A. Colombo, A.M.G. Brito, and L. Schaeffer, “Numerical Simulation of Thermomecha-nical Processes Coupled with Microstructure Evolution”, Computing in Science & Engineering, v.16, n. 2, 2014, pp. 10-15.

[2] G.R. Stewart et al., “Modelling of Dynamic Recrystallization Kinetics in Austenitic Stainless and Hypereutectoid Steels,” Materials Science and Technology, v. 22, n. 5, 2006, pp. 519–524.

[3] K. Karhausen and R. Kopp, “Model for Integrated Process and Microstructure Simulation in Hot Forming,” Steel Research, v. 63, n. 6, 1992, pp. 247–256.

[4] H.J. McQueen, “Development of Dynamic Recrystallization Theory,” Materials Science and Engineering: A, vols. 387–389, 2003, pp. 203–208; ttp://dx.doi.org/10.1016/j.msea.2004.01.064.

[5] A. Yanagida and J. Yanagimoto, “A Novel Approach to Determine the Kinetics for Dynamic Recrystallization by Using the Flow Curve,” J. Materials Processing Technology, v. 151, n. 1–3, 2004, pp. 33–38.

[6] Dehghan-Manshadi, M.R. Barnett, and P.D. Hodgson, “Recrystallization in AISI 304 Stainless Steel During and After Hot Deformation,” Materials Science and Engineering: A, v. 485, n. 1–2, 2008, pp. 664–672.

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O projeto foi desenvolvido em duas etapas. Inicialmente foram executados ensaios destinados ao levantamento das curvas de escoamento dos materiais a temperatura ambiente a cada 50ºC até a temperatura de 1000ºC, que representa o topo da faixa de trabalho a morno. Os dados obtidos foram utilizados para alimentar os sistemas de simulação numérica com os quais será realizada a calibração do dano crítico. A etapa seguinte foi a realização de ensaios de deformabilidade.

Os ensaios de deformabilidade têm por objetivo determinar o nível de deformação que é possível atingir durante as operações de deformação plástica sem que ocorram fenômenos como a nucleação e propagação de trincas. Então, realizar a caracterização da deformabilidade do material consiste em determinar o valor do “dano crítico”. A determinação do dano crítico é realizada por meio de uma técnica de calibração inversa. Inicialmente corpos de prova são submetidos a diferentes graus de deformação até que seja detectado o surgimento de trincas. Então, é realizada a simulação numérica para as mesmas condições, sendo calculado o valor do dano segundo algum critério de fratura. A simulação dos ensaios foi realizada com o programa IFORM 2D, sendo calculado o dano crítico para os critérios de fratura de Cockcroft-Latham e de Oyane. Esses dois critérios foram escolhidos por serem, segundo diversos artigos, os que melhor conseguem prever a ocorrência de trincas em operações de conformação mecânica de peças massivas. Nos ensaios foram utilizadas quatro diferentes geometrias de corpos de prova com o objetivo de gerar diferentes caminhos de deformação e, assim, produzir com pouca deformação externa total condições localizadas que levassem à nucleação trincas e fissuras. As geometrias utilizadas são mostradas na Figura 1.

Nos ensaios realizados a temperatura ambiente os corpos de prova foram comprimidos em incrementos de 1 em 1 mm, sendo que foram utilizados calços para garantir a precisão dos incrementos de deformação. Após a aplicação de cada incremento de deformação os corpos de prova foram examinados por meio de ensaio de líquidos penetrantes, sob aumento de 50 vezes, visando determinar a existência de trincas na superfície lateral dos mesmos. Nos ensaios realizados entre 100oC e 400oC procedimento semelhante foi adotado com a diferença de que, neste caso, os incrementos de deformação foram de 2 em 2 mm e após cada deformação os corpos de prova eram resfriados em água, limpos, examinados e reaquecidos para uma nova etapa de deformação. Acima de 400oC manteve-se os incrementos de deformação em 2mm, mas o exame dos corpos de prova tornou-se bastante mais complicado devido a oxidação. Após cada etapa de deformação os mesmos eram resfriados em água, jateados com areia, examinados e reaquecidos para uma nova etapa de deformação. Este procedimento de limpeza (jateamento com areia) pode ter mascarado alguns resultados dificultando a eventual visualização de trincas e fissuras. Da mesma forma, principalmente nas temperaturas mais elevadas, os ciclos sucessivos de aquecimento-deformação-resfriamento podem ter alterado significativamente as características de deformabilidade do material. Acima de 900ºC a determinação de trincas e fissuras pelo método descrito tornou-se impossível, justamente devido ao problema da oxidação. Nas simulações através do programa IFORM foram utilizados os critérios de Cockcroft e Latham [5] e Oyane [6].

A Figura 2 mostra a evolução do dano crítico (média ente C1 e C2) simulado para os corpos de prova do tipo tubo cônico, em função da temperatura e da deformação efetiva para o aço 16MnCr5. Nessa figura os pontos no fim de cada curva significam a fratura experimental calibrada. Esses valores podem ser introduzidos como dados em programas de simulação capazes de calcularem o dano acumulado permitindo que seja feita uma previsão do início da formação de trincas durante o processo.

[our_team image=”” title=”Referências” subtitle=”” email=”” phone=”” facebook=”” twitter=”” linkedin=”” vcard=”” blockquote=”” style=”vertical” link=”” target=”” animate=””] [/our_team]

[1] Brito, A. M. G.. Análise Teórico-Experimental dos Processos de Expansão, Redução e Inversão de Extremidades de Tubos de Parede Fina em Matriz. Tese de Doutorado, PPGE3M/UFRGS, 2006.

[2] Gouveia, B. P. P. A.; Rodrigues, J. M. C.; Martins, P. A. F.. Fracture Predicting in Bulk Metal Forming. International Journal of Mechanical Sciences, v. 38, n.4, p. 361-372, abril, 1996.

[3] Landre, J.; Pertence, P. R.; Cetlin, P. R.; Rodrigues, J. M. C.; Martins, P. A. F.. On the Utilisation of Ductile Fracture Criteria in Cold Forging. Finite Elements in Analysis and Design, v. 39, n. 3, p. 175-186, janeiro, 2003.

[4] Wierzbicki, T.; Bao, Y.; Lee, Y.; Bai, Y.. Calibration and Evaluation of Seven Fracture Models. International Journal of Mechanical Sciences, v. 47, n.4/5, p. 719-743, abril/maio 2005.

[5] Cockcroft, M. G.; Latham, D. J.. Ductility and the Workability of Metals. Journal of the  Institute of Metals, v. 96, p. 33-39, 1968.

[6] Oyane, M.; Sato, T.; Okimoto, K.; Shima, S.. Criteria  for Ductile Fracture and Their Applications. Journal of Mechanical Working Technology, v. 4, n. 1, p. 65-81, abril, 1980.

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