O processo de forjamento é utilizado para fabricar peças de metais e suas ligas pelas forças de compressão exercidas por ferramentas atuadas por martelos, prensas hidráulicas, mecânicas ou de fricção (ASM Metals Handbook, 1988). Uma forma de classificar os processos de forjamento baseia-se no tipo de matrizes (ferramental) empregadas para conformar a peça, estabelecendo, assim, três grupos (Konig, 1995):

1. Forjamento em matriz aberta, na qual geometria simples das matrizes não restringe o escoamento lateral do material;

2. Forjamento em matriz fechada, em que as matrizes possuem geometrias complexas, existindo uma restrição no escoamento do material, ocorrendo ou não a formação de rebarba;

3. Outros tipos de forjamento: forjamento por compressão axial, por intermédio de rolos, rotativos e orbitais.

A precisão dimensional e geométrica que se pode conseguir nas peças obtidas por forjamento em matriz fechada depende de diversos fatores, tais como formação de óxidos superficiais, deformações elásticas e/ou plásticas das matrizes, desgaste das matrizes e o uso inadequado dos desmoldantes/lubrificantes.

Desmoldantes/lubrificantes adequados reduzem o atrito entre o material e as matrizes, o desgaste dessas matrizes e as forças e as pressões aplicadas, contribuindo decisivamente para o aumento da vida útil das matrizes (Sawamura, 2005). A ação desses desmoldantes/lubrificantes está associada à viscosidade dos fluidos empregados e caracteriza-se pela formação de uma película suficientemente espessa. Dependendo dos detalhes geométricos das matrizes e das peças sendo fabricadas, os desmoldantes/lubrificantes podem ficar aprisionados em determinadas regiões entre os materiais e as matrizes, especialmente durante as etapas finais do forjamento. Quando as constantes de compressibilidade dos desmoldantes/lubrificantes aprisionados são baixas, estes diminuem de volume sob a pressão hidrostática gerada durante o forjamento e não causam problemas geométricos e dimensionais nas peças produzidas. Por outro lado, quando exibem altas constantes de compressibilidade, a diminuição de volume sob pressão é pequena, as regiões onde ocorre o aprisionamento acima citado atuam como “falsas matrizes”, que comprometem os aspectos geométricos e dimensionais do produto final (Mang, 2007).

O presente trabalho avalia a influência do módulo de compressibilidade de diferentes desmoldantes/lubrificantes na geometria e nas dimensões finais de uma porca oitavada forjada industrialmente a quente. Os resultados de uma simulação numérica do forjamento foram comparados com os resultados industriais para a validação do modelo numérico proposto, permitindo assim avaliar outras situações onde problemas de compressibilidade são encontrados.

Material e Métodos

Ferramental e Material

A Fig.1 mostra o ferramental projetado para o forjamento a quente de porcas oitavadas com diâmetro nominal de 3/4”, destinadas à indústria petroquímica e seguindo a norma ASNI B.16.11. Para assegurar o exato posicionamento e evitar um possível deslocamento relativo horizontal das matrizes superior e inferior, foram utilizados pinos-guia, indicados na Fig.1. A remoção das porcas forjadas a quente era realizada pelo uso de um extrator mecânico. A concepção do ferramental produzido se enquadra no forjamento a quente de matrizes fechadas sem a formação de rebarba.

De acordo com Grunning (1966), a altura do tarugo não deve exceder a 2,5 vezes o seu diâmetro, para evitar sua flambagem. Foi utilizado, para o forjamento das porcas oitavadas, um tarugo cilíndrico de aço carbono ASTM A-105, com diâmetro de 32 mm e altura de 41 mm, aquecido em um forno de indução a uma temperatura média de 950°C. O material utilizado para as matrizes foi o aço ferramenta AISI H13, que apresentou uma dureza média de 52 HRC depois de temperado e revenido. Os forjamentos das porcas foram realizados em uma prensa de fricção com acionamento por fuso da marca Gutmann com carga nominal de 250 toneladas-força.

Antes do início do forjamento, as matrizes recebiam a aplicação de um desmoldante por meio de bico atomizador. Dois tipos de compostos foram utilizados neste estudo: um à base de óleo mineral e outro à base de grafite. Shaw (1955) adotou um módulo de compressibilidade de 200 MPa para uma solução aquosa com grafite, na proporção de uma parte de grafite para quatro de água (1:4). Pressupondo uma possível linearidade da dissolução do composto grafitado com o módulo de compressibilidade, tomaram-se os seguintes módulos de compressibilidade para as proporções: 50 MPa (1:16) e 100 MPa (1:8). Estas proporções de grafite e água foram empregadas no forjamento industrial das porcas e os valores dos módulos de compressibilidade foram empregados nas simulações numéricas.

Além disso, foi empregado um lubrificante à base de óleo mineral para o qual foi tomado um módulo de compressibilidade de 500 MPa (Shaw, 1995). A Tabela 1 resume as quatro situações analisadas, com os respectivos módulos de compressibilidade.

Modelagem Numérica

A avaliação numérica do forjamento foi realizada pelo aplicativo numérico DEFORM 3D versão 10.0 (Scientific Forming Technologies Corporation, Columbus, Ohio, USA), que utiliza a abordagem de elementos finitos através do método implícito.

O aço ASTM A-105 foi modelado como material isotrópico e rígido-plástico, com uma malha de 45.000 elementos tetraédricos. A curva de fluxo para descrever o comportamento do aço carbono A-105 durante o forjamento é função da deformação, da taxa de deformação e da temperatura e foi obtida diretamente da biblioteca do software, da mesma forma que suas propriedades térmicas. As matrizes superior e inferior, o macho e o extrator foram modelados como corpos rígidos. No intuito de verificar somente a influência do módulo de compressibilidade na geometria e na força de forjamento, em todas as simulações foi utilizado o mesmo fator de atrito de 0,4 nas interfaces das matrizes/material, recomendado pelo banco de dados do aplicativo DEFORM 3D. Os módulos de compressibilidade permaneceram constantes ao longo de toda a simulação do processo, e o forjamento da porca oitavada foi tomado como isotérmico.

Assim como na parte industrial, para a realização do forjamento numérico da porca foi empregado uma prensa de fricção com acionamento por fuso, com uma eficiência de 85% e com a mesma capacidade nominal especificada pelo fabricante (250 toneladas).

Nas simulações numéricas, o conjunto superior (camisa, matriz superior e o macho), Fig.1, desloca-se 0,05mm a cada incremento de simulação. Até o final do forjamento, esse conjunto percorre 20,55mm, sendo assim, são necessários 411 passes para conformar a porca numericamente.

Resultados e Discussão

A Tabela 2 mostra os valores aproximados das forças máximas de forjamento, determinadas numericamente para os desmoldantes/lubrificantes empregados no estudo.

Observa-se que para os desmoldantes/lubrificantes à base de água/grafite, as forças numéricas máximas foram as mesmas, independente dos valores dos módulos de compressibilidade; já no caso do desmoldante/lubrificante I, a sua força máxima de forjamento foi 9% maior que as obtidas para os casos II, III e IV, indicando uma influência do módulo de compressibilidades desses materiais.

Após a fabricação industrial das porcas, empregando os desmoldantes/lubrificantes da Tabela 2, estas foram inspecionadas visualmente, verificando as dimensões finais e possíveis imperfeições geométricas e superficiais. A Fig.2 mostra as características das porcas forjadas industrialmente e as previsões obtidas através da simulação numérica, empregando o desmoldante/lubrificante I.

A Fig.2a indica que não houve preenchimento completo da matriz nas quinas inferiores das porcas, voltados para a matriz inferior (regiões indicadas pelos círculos pontilhados). Os resultados da simulação mostrados na Fig.2b confirmam os resultados experimentais. A Fig.3 fornece mais detalhes da situação, obtidos pela simulação numérica.

A Fig.4 mostra as porcas forjadas industrialmente com os desmoldantes/lubrificantes II, III, e IV, assim como os resultados obtidos através da correspondente simulação numérica. Em contraste com a situação mostrada nas Fig.2 e Fig.3, não mais se observam problemas de preenchimento das quinas da matriz inferior.

Uma vez que a única diferença entre os diversos forjamentos industriais foi o desmoldante/lubrificante empregado, e que na simulação numérica a única diferença foi a compressibilidade destes desmoldantes/lubrificantes, conclui-se que a falta de preenchimento observada quando o forjamento foi realizado com o desmoldante/lubrificante I, e que exibe maior constante de compressibilidade (ou seja, é menos compressível que os outros desmoldantes/lubrificantes empregados), é devido ao aprisionamento do lubrificante em bolsas nas quinas da matriz inferior, e que, não sendo compressível, atuou como uma “falsa matriz”, impedindo o adequado preenchimento da matriz.

Uma cuidadosa inspeção visual foi realizada nas porcas obtidas através do forjamento industrial. O emprego dos desmoldantes/lubrificantes II e III levou à presença de ranhuras nas faces laterais das porcas em contato com a matriz inferior (ver Fig.5), decorrentes da falta de adesão dos desmoldantes/lubrificantes à matriz e/ou da ruptura do filme lubrificante no transcorrer do forjamento nesta região em específico. Tais ranhuras não foram observadas no modelo numérico proposto.

Para o desmoldante/lubrificante IV, a proporção de dissolução do grafite na água (1:4) foi suficiente para a formação das camadas de adesão e de acúmulo de grafite, sem comprometer os aspectos geométricos e/ou visuais do produto forjado final. A utilização do desmoldante/lubrificante I também não causou problemas visuais nas porcas forjadas industrialmente.

Conclusão

O desmoldante/lubrificante à base de óleo, além de aumentar a força máxima de forjamento, foi responsável pelo não preenchimento das quinas inferiores das porcas, devido à sua alta constante de compressibilidade, que transforma o lubrificante aprisionado numa “falsa matriz”.

Os resultados obtidos numericamente descreveram de forma satisfatória os resultados experimentais obtidos industrialmente, constituindo, assim, importante ferramenta de análise de operações de forjamento com emprego de desmoldantes/lubrificantes de diferentes características.

Revisão de tradução gentilmente realizada pelo diretor da Mettalforma Ltda, Luciano de Assis Santana, telefone (11) 5092-3929, email: luciano@mettalforma.com.br.

Agradecimentos

Os autores agradecem à CAPES, CNPq e FAPEMIG pelo suporte para a concretização deste trabalho.

Contribuição técnica ao 34º Seminário Nacional de Forjamento (34º SENAFOR), 18ª Conferência Internacional de Forjamento, Porto Alegre, Rio Grande do Sul, 8 a 10 de Outubro de 2014.

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[1] Sawamura, M., Yogo, Y., Kondo, S., Tanaka, T., Nakanishi, K., Suzuki, T., and Watanabe, A. Estimation of Spray Lubrication and Die Temperature for Die Wear Life Prediction in Hot Forging, R & D Review of Toyota CRDL, Vol. 40, No.1, 2005;

[2] Grunning, K., Técnica da Conformação. Editora Polígono, 1973. Metals Handbook. Forming and Forging, Vol.14. Ed. Metals Park. American Soc. For Metals. 1988;

[3] Konig, W., Klocke, F. Fertigungsverfahren. Bd. 4. Massivumformung, Dusseldorf, VDI-verlag, 1995;

[4] Mang, T., Dresel, W. Lubricants and Lbrication. Wiley-VCH Verlag GmbH & Co. kGaA. 2007;

[5] Shaw, H.L., Boulger, F.W., Lorig, C.H. Development of Die Lubricants for Forging and Extruding Ferrous and Nonferrous Materials. Air Materiel Command United States Air Force Wright-Patterson Air force Base, Ohio. 1955.

O post Influência dos Desmoldantes no Forjamento de Peças em Matrizes Fechadas apareceu primeiro em Portal Aquecimento Industrial.

Conforme estudo realizado por Roberts [1], as ferramentas de conformação a quente são empregadas em três tipos de matrizes industriais: matrizes de forjamento a quente e a morno, moldes e matrizes de fundição de ligas não ferrosas e matrizes de extrusão de ligas não ferrosas. Nas aplicações de forjamento, destaca-se o forjamento a quente de aços, especialmente aqueles para peças automobilísticas [2], em que há uma alta exigência dimensional em seus componentes [3].

Na operação de forjamento a quente, o tarugo a ser forjado pode encontrar-se a temperaturas acima de 1000ºC. Quanto maior for o tempo de contato entre o tarugo e as ferramentas maior será a temperatura alcançada por esta [4], levando à perda gradual da dureza da superfície das matrizes por revenimento do aço. Este fenômeno acentua o desgaste mecânico e térmico das matrizes e facilita sua deformação plástica. Desta forma, identificam-se, comumente, quatro mecanismos de falha de matrizes para o forjamento a quente: desgaste, deformação plástica, fadiga térmica e mecânica. A Figura 1 ilustra a ocorrência de tais fenômenos [4].

O desgaste está habitualmente associado à perda ou remoção progressiva de material de uma superfície e é comumente dividido nos seguintes tipos: (I) Adesivo, (II) Abrasivo, (III) Oxidação ou outras reações químicas e (IV) Fadiga Térmica. Normalmente, consideram-se os dois primeiros tipos como os mais importantes.

Summerville et al. [5] considera que o mecanismo de desgaste predominante no forjamento a quente é o abrasivo, que se origina na ação das numerosas partículas duras que se interpõem entre as superfícies do material a ser forjado e da ferramenta (abrasão entre 3 corpos). A abrasão pode, ainda, ocorrer diretamente pelo contato e movimento entre dois corpos, onde o mais duro deles desgasta o mais macio (abrasão entre 2 corpos).

A equação fenomenológica que geralmente é utilizada na análise do desgaste é a Equação (1) de Archard [6]:

W é o volume de material removido por desgaste de abrasão, Pi é a carga normal aplicada na matriz, Vi é a velocidade de deslizamento, Hi é a dureza superficial e K é o coeficiente de desgaste por abrasão, que depende de vários fatores. A Tabela 1 mostra a faixa de valores para o coeficiente de desgaste por abrasão, Kabrasão (adimensional).

O objetivo do presente trabalho foi investigar numericamente, por intermédio do aplicativo comercial DEFORM 2D®, a evolução do desgaste de uma ferramenta destinada ao forjamento a quente de corpos moedores (bolas para moinho), aplicando a equação de Archard, e comparar as dimensões finais do produto e das matrizes superior e inferior com aquelas obtidas industrialmente, visando verificar a aplicabilidade industrial da simulação numérica.

Materiais e Métodos

O ferramental construído pode ser visto na Figura 2 e visava ao forjamento a quente de corpos moedores esféricos com diâmetro nominal de 90 mm, prevendo-se a formação de rebarba entre as matrizes. Para assegurar o exato posicionamento e evitar um possível deslocamento relativo das matrizes superior e inferior foram utilizados pinos guias, indicados na Figura 2. O material utilizado foi o aço ferramenta H13, que apresentou uma dureza média de 52 HRC depois de temperado e revenido. O material dos corpos moedores foi o aço ABNT 1045. A concepção do ferramental produzido se enquadra no forjamento a quente de matrizes abertas com a formação de rebarba.

O forjamento utilizou uma prensa mecânica de 450 Ton, que foi regulada para que, no final do seu curso, a distância entre as matrizes superior e inferior fosse de 3 mm, definindo, assim, a espessura final da rebarba.

De acordo com Grunning [8], a fim de evitar a flambagem do tarugo, a sua altura não deve exceder a 2,5 vezes o seu diâmetro. Assim sendo, foi usado um tarugo cilíndrico, no aço ABNT 1045, com diâmetro de 76,2 mm e altura de 120 mm, aquecido a uma temperatura de 950°C. Esse mesmo tarugo foi posicionado em pé, apoiado na matriz inferior, que foi pré-aquecida até 200°C, juntamente à matriz superior. As matrizes recebiam a aplicação de um desmoldante à base de grafite durante o intervalo de forjamento entre o forjamento sucessivo de dois corpos moedores. Após o forjamento de 950 peças, foram medidas as dimensões das matrizes superior e inferior, do último corpo moedor forjado e de sua rebarba.

Método dos Elementos Finitos

O aplicativo numérico DEFORM 2D® (SFTC – Scientific Forming Technologies, Ohio, USA), empregado para simular o forjamento e o desgaste, utiliza a formulação implícita de integração no tempo, na qual a solução da equação de governo que rege o equilíbrio é obtida pela consideração no tempo t+dt. Sendo conhecidos o deslocamento e a velocidade no tempo t, para obter estes valores no tempo t+dt, o equilíbrio de forças no tempo é dado pela Equação (2):

Em problemas que envolvem não-linearidades, geralmente é utilizado o método incremental de Newton-Raphson para se obter o valor de Üt+Delt . Nele, por exemplo, o deslocamento da matriz superior de forjamento é divido em pequenos incrementos e em cada um deles é calculado o vetor deslocamento. Este método requer a montagem e a inversão da matriz de rigidez a cada novo incremento, o que representa um aumento no tempo de processamento.

Em virtude das matrizes superior e inferior e do material a ser forjado apresentarem geometrias de revolução em torno de um mesmo eixo, o conjunto matrizes/material foi reduzido a um estado de deformação axissimétrica, conforme a Figura 3.

O aço ABNT 1045 foi modelado como material isotrópico e rígido-plástico, com uma malha de 1.000 elementos quadrados, conforme a Figura 3. A curva de fluxo para descrever o comportamento do aço ABNT 1045 durante o forjamento é função da deformação, da taxa de deformação e da temperatura e suas propriedades mecânicas e térmicas, que foram obtidas diretamente da biblioteca do aplicativo. As matrizes superior e inferior também foram modeladas como materiais isotrópicos e rígido-plásticos, com 500 elementos quadrados. A malha é mais densa, com elementos com 0,75 mm na região de contato com o material a ser forjado, garantindo, assim, boa convergência dos resultados. Uma malha mais grosseira (elementos com 5 mm) foi empregada no restante das matrizes, sem prejuízo para os resultados. Foi utilizado um fator de atrito de 0,3 nas interfaces das matrizes/material.

Transferência de Calor

A evolução térmica do material e das matrizes, no processo de forjamento a quente, envolve a geração de calor causada pela deformação plástica do material e pelo atrito material/ferramenta e a dissipação de calor por transmissão ao meio ambiente.

O aplicativo numérico considera todos os efeitos descritos no parágrafo anterior. Empregou-se uma temperatura ambiente de 25°C e as condutividades térmicas dos materiais foram retiradas da biblioteca do aplicativo numérico, utilizando-se um coeficiente de transferência convectiva de 50 Watt/m2.K.

Desgaste

Para descrever o desgaste nas matrizes de forjamento a quente, o aplicativo numérico utiliza a abordagem generalizada de Archard, descrita pela Equação (3):

Para os aços ferramenta, o aplicativo sugere a=b=1 e c=2. K é um coeficiente normalmente calibrado experimentalmente e, no presente caso, foi tomado k=300 para o forjamento de 950 peças.

Resultados e Discussão

Após o forjamento de 950 corpos moedores, foram medidos os diâmetros do corpo moedor na região compreendida pela rebarba e perpendicular a essa, obtendo-se os valores mostrados na Figura 4. Estes valores indicam um aumento e uma ovalização das dimensões das matrizes.

O desgaste abrasivo previsto numericamente, após 950 peças forjadas, foi muito semelhante para as matrizes superior e inferior. A Figura 5 ilustra tal desgaste para a matriz inferior. Por meio da Figura 4 pode-se verificar que o diâmetro do corpo moedor na região da rebarba foi de 94 mm, enquanto o diâmetro perpendicular a essa região, no eixo de revolução, foi de 92 mm, uma diferença de 2 mm, remetendo a uma ovalização do produto forjado.

A Figura 5 mostra que o desgaste predito é bastante uniforme e da ordem de 1 mm ao longo de toda a região de contato material/matriz. Por outro lado, somente este desgaste conduziria a um diâmetro horizontal final do produto de 92 mm, e não ao diâmetro de 94 mm, medido experimentalmente (ver Figura 4). Outro possível mecanismo atuante, e que poderia causar alterações dimensionais no produto final, seria a deformação plástica das matrizes, associado à queda do limite de escoamento do material (H13) causado pelo seu aquecimento.

A Figura 6 mostra o resultado da simulação numérica na qual se analisou, exclusivamente, tal possibilidade. Nesta simulação, levou-se em conta a queda das tensões de escoamento do material com a temperatura e as tensões aplicadas nas matrizes durante o forjamento. A Figura 6 mostra que a deformação plástica é mais pronunciada na região do diâmetro horizontal do corpo moedor.

A Tabela 2 apresenta uma comparação entre as dimensões finais obtidas industrialmente e aquelas preditas numericamente (incluindo o desgaste e a deformação plástica das matrizes).

Conclusão

A simulação numérica do processo de forjamento a quente de corpos moedores permitiu uma avaliação adequada da variação dimensional das matrizes ao longo de sua utilização.

A variação dimensional das matrizes predita no presente caso foi causada pela deformação plástica e pelo desgaste das matrizes.

A simulação numérica do forjamento a quente de corpos moedores revelou-se uma ferramenta de interesse na avaliação da vida útil das matrizes empregadas no processo.

Agradecimentos

Os autores agradecem à CAPES e ao CNPq pelo suporte para a concretização deste trabalho.

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

[1] ROBERTS, G.; KRAUSS, G.; KENNEDY, R. Tools Steels. 5.ed. Materials Park, Ohio: ASM International, p. 1-123. P. 219-250, (1998).

[2] BYRER, T.G.; SEMITIAN, A.L.; VOLLMER, D.C. Forging Handbook. Metals Park, Ohio: ASM, p. 195-217, (1985).

[3] LEE, R.S.; JOU, J.L. Application of numerical simulation for wear analysis of warm forging die. Journal of Materials Processing Technology, v.140, p. 43-48, (2003).

[4] BEHRENS, B.A. Finite element analysis of die wear in hot forging processes. CIRP Annals – Manufacturing Technology, v.57, p.305-308, (2008).

[5] SUMMERVILLE, E.; VENKATESAN, K.; SUBRAMANIAN, C. Wear processes in hot forging press tools. Mater. Des., v.16, n.5, p. 289-294, (1995).

[6] SHIVPURI, R.; BABU, S. ASM Handbook: Metalworking: Bulk Forming, v.14A, p.62-82, (2005).

[7] RODRIGUES, J.; MARTINS, P. Tecnologia Mecânica. V.01, p.562-569, (2005).

[8] GRUNNING, K. Técnica da Conformação. p. 38-64, (1996).

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Os produtos metálicos semiacabados são caracterizados por não apresentarem a forma final. São fabricados por meio de processos primários e secundários de fabricação, tais como laminação, forjamento, extrusão e trefilação. Para o processo de forjamento a quente, frequentemente utiliza-se como matéria-prima aços carbonos e ligados e para as matrizes os aços ferramentas AISI H11, H12 e H13, sendo AISI H13 um dos mais utilizados [1]. Os produtos forjados apresentam uma boa resistência mecânica e certa precisão dimensional [2] e são empregados, largamente, na indústria petroquímica, mecânica e automobilística. Em 2011, a produção mundial de produtos forjados a quente foi de 4 milhões de toneladas [3]. A Figura 1 mostra uma conexão semiacabada destinada para a indústria petroquímica.

As forjarias têm preferência por aços ferramentas que proporcionam um melhor rendimento produtivo por meio da maximização da vida útil das matrizes e, assim, reduzindo os custos de produção. A vida útil das ferramentas (matrizes) é comumente expressa pelo número de peças forjadas (ciclos de produção) antes de serem rejeitadas pela presença de algum mecanismo de falha que venha alterar as dimensões e/ou a geometria do produto final ou até mesmo ocasionar a quebra das matrizes. Entre os mecanismos de falha presente em uma matriz de forjamento a quente destacam-se: fadiga mecânica, fadiga térmica, deformação plástica e desgaste por abrasão. A Figura 2 retrata possíveis regiões onde estes mecanismos de falha podem atuar [2].

Durante a sua vida útil, as matrizes de forjamento a quente são submetidas a aquecimentos e resfriamentos cíclicos que geram tensões térmicas, propiciando a formação de fissuras que têm origem na superfície das matrizes. A Figura 3 apresenta o aspecto típico da malha de trincas térmicas na superfície de uma matriz, no aço H13, destinada para o forjamento de união em prensas excêntricas [4]. A literatura apresenta que o início das trincas térmicas ocorre, em média, a menos 1% da vida útil do ferramental [5].

Existem poucos estudos experimentais e numéricos que objetivam determinar o número de ciclos de produção das matrizes em relação à fadiga térmica, principalmente, para aplicações específicas, como o uso do aço AISI H13 no forjamento a quente. Entre os estudos experimentais já realizados se destaca o trabalho de Maln et al [6], que visa ao desenvolvimento e aplicação de modelos matemáticos específicos para os aços ferramentas, com o objetivo de simplificar o entendimento prático das tensões e deformações envolvidas no processo de conformação a quente. Neste trabalho foi desenvolvida uma sub-rotina para o aplicativo numérico DEFORM-2D, capaz de prever regiões propícias à fadiga térmica em uma matriz de corpos moedores. Os resultados numéricos foram comparados com os resultados industriais para a validação da sub-rotina proposta.

No campo geral da fadiga de baixo ciclo (<1000 ciclos), onde as deformações plásticas em cada ciclo excedem as deformações elásticas, pode-se dividir em duas categorias: térmica, se a temperatura não é constante com o tempo, e isotérmica, se a temperatura é constante ao longo do tempo [7].

Segundo Spera [7], a fadiga térmica é definida como a deterioração gradual dos materiais que sofrem aquecimentos e resfriamentos alternados durante os quais a livre expansão térmica é parcial ou completamente restringida. Esta restrição à livre expansão térmica origina tensões térmicas que podem provocar a iniciação e propagação de fissuras nas superfícies das matrizes. A severidade dos ciclos térmicos é determinada, principalmente, pela diferença de temperatura, pela temperatura máxima atingida e pela velocidade de aquecimento e resfriamento. Desse modo, as fissuras térmicas tendem a se desenvolver em regiões nas quais não se têm nenhum tipo de concentrador de tensão.

De acordo com os estudos de Malm et al. [6], para que ocorra a fadiga térmica de baixo ciclo a amplitude da deformação térmica deve exceder a deformação elástica, que pode ser expressa pela Equação 1, onde a é o coeficiente médio da expansão térmica, ?1 e ?2 são os coeficientes de Poison, s2 e s1 são as tensões e E1 e E2 são os módulos de elasticidade para as temperaturas mínimas (T1) e máximas (T2) respectivamente.

Material e Métodos

Para a previsão das regiões propícias à fadiga térmica em uma matriz de corpos moedores foi inicialmente desenvolvida uma simulação utilizando o aplicativo numérico DEFORM-2D. Posteriormente, os resultados foram validados a partir de dados industriais.

Materiais

A Figura 4 mostra o ferramental construído para o forjamento a quente de corpos moedores esféricos com diâmetro nominal de 90mm, prevendo-se a formação de rebarba entre as matrizes. Tanto o canal quanto a garganta de rebarba seguem a norma DIN [8] (Figura 5). Para assegurar o exato posicionamento e evitar um possível deslocamento relativo horizontal das matrizes superior e inferior foram utilizados pinos guias, indicados na Figura 4.

O material utilizado para as matrizes foi o aço ferramenta AISI H13, que apresentou uma dureza média de 52 HRC depois de temperado e revenido. Para os corpos moedores foi usado o aço carbono AISI 1045. As tabelas 1 e 2 mostram a composição química do aço ferramenta AISI H13 e do aço carbono AISI 1045.

De acordo com Grunning [9], a fim de evitar a flambagem, a altura do tarugo não deve exceder a 2,5 vezes o seu diâmetro. Assim sendo, foi utilizado um tarugo cilíndrico no aço carbono AISI 1045, com diâmetro de 76,2mm e altura de 120mm, aquecido em um forno de indução a uma temperatura média de 950°C. Esse mesmo tarugo foi posicionado em pé, apoiado na matriz inferior, que foi pré-aquecida a 200°C, temperatura recomendada para o forjamento do aço carbono, juntamente à matriz superior. O aquecimento das matrizes foi realizado por meio de aquecedores a gás (GLP). Para o monitoramento das temperaturas do tarugo e das matrizes foi empregado um termômetro digital do tipo K. O tempo total ou ciclo de operação foi de 20 segundos, considerando o transporte do tarugo para a prensa mecânica, seu posicionamento, sua conformação, a retirada do produto final e da aplicação do desmoldante à base de grafite. Ressalta-se que a aplicação do desmoldante se deu entre um intervalo de um corpo moedor forjado.

Método dos Elementos Finitos

O aplicativo numérico DEFORM-2D (SFTC – Scientific Forming Technologies, Ohio, USA) empregado para simular o ciclo de forjamento dos corpos moedores utiliza a formulação implícita de integração no tempo, em que a solução da equação de governo que rege o equilíbrio é obtida pela consideração no tempo t+dt. Para determinar possíveis regiões propícias à fadiga térmica de baixo ciclo por meio da Equação 1, durante o estado estacionário de temperatura, fez-se necessário a implementação de uma sub-rotina.

Em virtude das matrizes superior e inferior e do material a ser forjado apresentarem geometrias de revolução em torno de um mesmo eixo, o conjunto matrizes/material foi reduzido a um estado de deformação axissimétrica, conforme a Figura 6.

O aço AISI 1045 foi modelado como material isotrópico e rígido-plástico, com uma malha de 1.000 elementos quadrados, conforme a Figura 5. Para evitar a remalha automática do tarugo, que pode comprometer os resultados numéricos, decidiu-se que a malha seria mais densa no lado voltado para a bacia de rebarba (elementos com 0,2mm). A curva de fluxo para descrever o comportamento do aço carbono AISI 1045 durante os ciclos de forjamento é em função da deformação, da taxa de deformação e da temperatura sef = s (eef , e,ef , T) e suas propriedades mecânicas e térmicas foram obtidas diretamente da biblioteca do aplicativo numérico. As matrizes superior e inferior também foram modeladas como materiais isotrópicos e elásticos. A malha é mais densa, com elementos com 0,2mm na região de contato com o material a ser forjado, garantindo, assim, boa convergência dos resultados. Uma malha mais grosseira (elementos com 1mm) foi empregada no restante das matrizes sem comprometer os resultados. Foi utilizado um fator de atrito de 0,3 nas interfaces das matrizes/material [10].

Transferência de Calor e Parâmetros Térmicos

A evolução térmica do material e das matrizes, no processo de forjamento a quente, envolve a geração de calor causada pela deformação plástica do material, pelo atrito material/ferramenta e pela dissipação de calor por transmissão ao meio ambiente.

Empregou-se o valor de 25°C para descrever a temperatura ambiente e a solução grafitada. Os parâmetros térmicos dos materiais foram retirados da biblioteca do aplicativo numérico e, na falta de alguma propriedade, essa foi obtida dos trabalhos de Chun [11], Sjostrom [5]. Durante o forjamento e o resfriamento das matrizes foram empregados os seguintes coeficientes de transferência de calor:

– Forjamento

Matriz/Tarugo: 15 kW/m2.K

Matriz/Matriz: 11 kW/m2.K

– Resfriamento

Matriz/Matriz: 11 kW/m2.K

Face em contato com desmoldante: 45 kW/m2.K

Estado Estacionário de Temperatura e Sub-rotina

Para descrever o estado estacionário de temperatura foram avaliadas numericamente as evoluções das temperaturas, em ciclos sucessivos de forjamento, nos três pontos destacados na matriz inferior, Figura 7. Estes pontos foram escolhidos uma vez que as temperaturas máximas ocorrem na superfície da cavidade da matriz. O ponto P1 encontra-se na borda superior da cavidade, P2 no ponto de contato entre material/matriz e P3 no ponto mais baixo da cavidade. Ressalta-se que as condições térmicas do ciclo anterior foram transferidas para o ciclo posterior de forjamento no intuito de se obter esse estado. As simulações numéricas em que envolveram o uso do desmoldante foram baseadas nos estudos de Chun [11].

Uma vez obtido o estado estacionário da temperatura, os módulos de elasticidade, os coeficientes de Poisson e as tensões referentes às temperaturas máximas e mínimas foram introduzidos na sub-rotina, determinando, assim, regiões sujeitas à fadiga térmica, Equação 1. As propriedades mecânicas e térmicas do aço H13 eram retiradas do aplicativo numérico e dos trabalhos de Chun [11] e Sjostrom [5].

A Figura 8 mostra a representação esquemática do algoritmo usado no projeto da sub-rotina.

Resultados

As simulações numéricas mostraram que o ciclo estacionário das temperaturas nos pontos P1, P2 e P3 teve início após a 66ª peça forjada. O gráfico da Figura 9 mostra as evoluções das temperaturas nos estados estacionários para esses pontos no 67º ciclo de forjamento e as médias das máximas temperaturas medidas industrialmente nos respectivos pontos.

Tanto no início (1.320 segundos) quanto no final (1.340 segundos) do ciclo de forjamento, as temperaturas nos pontos P1 e P2 foram semelhantes. A não existência de contato com o tarugo nos instantes iniciais do processo de forjamento do corpo moedor faz com que as temperaturas nos pontos P1 e P3 permaneçam constantes, ao contrário do ponto P2, que representa o ponto de apoio do tarugo com a matriz, fazendo com que a temperatura aumente de forma gradativa de 260°C até 560°C (?T=300°C). Quando se inicia a formação de rebarba devido ao preenchimento total da cavidade da matriz, as temperaturas nos pontos P1 e P3 apresentam um aumento significativo de 465°C e 280°C respectivamente. Após a conformação do tarugo, 1.328 segundos, fez-se a aplicação do desmoldante por dois segundos. Durante a aplicação do desmoldante, as temperaturas nos três pontos escolhidos decaem rapidamente e, uma vez terminada a sua aplicação, o decaimento torna-se mais suave. Este mesmo comportamento foi observado por Chun [11].

Por apresentar a maior temperatura no decorrer do processo (722°C), o ponto P1 pode desenvolver outro possível mecanismo de falha, a deformação plástica, que esta associada à queda do limite de escoamento do material (AISI H13), capaz de alterar as dimensões do produto final nesta região.

Com base na Equação 1, a sub-rotina mostrou que na cavidade da matriz, onde ocorrem as maiores variações térmicas, é favorável ao desenvolvimento da fadiga térmica (cor vermelha), Figura 10, condizendo com o que foi observado nas matrizes dos corpos moedores, Figura 11, e no trabalho de Sjostrom [5].

Conclusão

Os valores dos coeficientes de transferência de calor empregados nas simulações numéricas, para determinar as evoluções das temperaturas nos ciclos de forjamento, geraram resultados condizentes com os que foram obtidos industrialmente.

A cavidade da matriz, por estar sujeita aos maiores gradientes térmicos, é propícia ao desenvolvimento das fissuras térmicas, fato comprovado industrialmente e pelos resultados numéricos obtidos pela sub-rotina implantada no aplicativo DEFORM-2D.

A sub-rotina implementada no aplicativo DEFORM-2D, para simulação numérica do forjamento a quente de corpos moedores, revelou-se uma ferramenta de interesse na avaliação da vida útil das matrizes empregadas no processo.

Agradecimentos

Os autores agradecem à CAPES, CNPq e FAPEMIG pelo suporte para a concretização deste trabalho.

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

[1] Stahleisenliste (Hrsg-VDEh) 9. Auflage, Dusseldorf, VerlagSthaleissen, 1998.

[2] Konig, W., Klocke, F. Fertigungsverfahren. Bd. 4. Massivumformung, Dusseldorf, VDI-verlag, 1995.

[3] www.metaform.de (acessado em agosto de 2012).

[4] Summerville, E., Venketesan, K., Subramanian, C. Wear processes in hot forging press tools. Materials & Design, Vol.15, 289-294, 1995.

[5] Sjostrom, J. Chromium martensitic hot-work tool steels. Dissertation, Karlstad University Studies, 2004.

[6] Malm, S., Norstrom, L. A. Material-related model for thermal fatigue applied to tool steels in hot-work applications. Metal Science, September, 544-550, 1979.

[7] Spera, D.A. “What is thermal Fatigue”; Thermal fatigue of materials and components. ASTM-STP612, pag.3.

[8] Lange, K. Umformtechnik. Bd.2, Massivumformung, Berlin, Springer-Verlag, 1998.

[9] Grunning, K. Técnica da Conformação. Pp. 38-64, 1996.

[10] Metals Handbook. Forming and Forging, Vol.14. Ed. Metals Park. American Soc. For Metals.

[11] Chun, L. Modeling of water and lubricant sprays in hot metal working. Dissertation, Ohio State University, 2007.

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