A Figura 1 ilustra a comparação entre produtividades (medidas pelo índice de evolução em termos de “produto por hora trabalhada”) de diversos países no período de 2008 a 2012.

Os dados do gráfico parecem algo defasados no tempo, entretanto, nada nos leva a crer que tenha havido alguma melhora que seja nos cinco anos posteriores.

A Figura 1 não particulariza o segmento industrial de forjarias, mas considerando o estado financeiro das forjarias no Brasil, com fechamento de empresas tradicionais do setor e as demais sobrevivendo duramente à custa de reduções de jornada, demissões, lay-offs e todos os demais artifícios ditados pela lei da sobrevivência, leva-nos a concluir que também este segmento contribui para piora da situação geral.

O sentido de produtividade, como “medida da produção por unidade de recurso consumido”, tem sido subvertido, ou no mínimo mal interpretado, uma vez que, via de regra, o padrão é considerar como recurso apenas o custo absoluto do ferramental, sem considerar as imensas perdas que são acarretadas pela, por exemplo,  má escolha do aço ferramenta (ou, no mínimo, pelo mais barato) em detrimento de variáveis tão ou mais importantes como qualidade do material produzido, quantidade de manutenções, ou a vida útil da ferramenta, em termos de quantidade de peças produzidas.

Apenas a título de exemplo, considerando o custo do aço ferramenta contribuindo com algo em torno de 40% do custo total da ferramenta e preços dos aços ferramenta próprios para aplicação para forjamento a quente, entre R$ 18/kg e R$ 40/kg, diferença essa explicada pela qualidade do aço em questão, temos uma diferença de desembolso, por parte do forjador, que pode ser bastante apreciável em termos de valores absolutos, mas o uso do aço de qualidade inferior acarreta seguramente maior quantidade de defeitos por peça produzida, necessidade de redução do ritmo de produção, maior quantidade de refugo, maior perda de tempo em manutenções corretivas, gastos excedentes com rebarbação, mais lubrificantes,  em suma, um custo muito maior se considerado o todo. Tudo isso sem considerar as perdas de tempo com ferramentas retornando para reparos emergenciais (soldas, por exemplo) ocupando o valioso tempo do ferramenteiro com atividades que nem sequer deveriam ser consideradas rotineiras.

Assim, se o uso de um aço inferior acarreta ganhos para um ferramenteiro, para o usuário da ferramenta essa prática leva fatalmente a um custo maior e, consequentemente, a uma perda na produtividade da cadeia produtiva como um todo.

Claro fica que não se trata neste caso de ganância do ferramenteiro, ou falhas morais deste que é, de fato e de direito, um dos heroicos pilares da indústria brasileira, mas sim uma contingência de mercado, que faz com que o único critério real seja o já citado custo absoluto. Em outras palavras, desde que se gaste o mínimo possível com a ferramenta, ficamos todos satisfeitos. Será?

Igualmente, claro fica que a busca pela redução de custo deve ser objetivo de todos, e realce-se a palavra “todos” – o custo da ferramenta deveria ser visto no seu todo, considerando todos os fatores que posteriormente, em produção, serão prejudicados por uma escolha “barata” no início.

Infelizmente, um fator que em outros países mais desenvolvidos constitui valioso “driving force” para a procura por maior vida útil, consequentemente favorecendo o uso de aços de maior qualidade e resultados práticos, que é a escala de produção, continua por aqui muito baixa (e diminuindo), representando em muitos casos um entrave. Afinal, com nossa escala de produção contada aos milhares, qual o sentido em usar um aço que pode levar a ferramenta para a escalas 100 vezes maiores?

Este é um fator que não será solucionado apenas por um “abrir de olhos” da indústria de forjamento no país, mas uma pequena contribuição, não para levarmos a ferramenta para centenas de milhares, mas talvez para uma ordem de grandeza abaixo, já seria um grande ganho, contribuindo para reduções importantes de custos (desta vez considerado o todo), e consequentemente, para o tão almejado aumento da produtividade.

Passos gigantescos são, em geral, caminho para “tombos gigantescos”. Um pequeno passo a cada vez é caminho lógico e seguro para atingirmos essa meta, que deveria ser de todos: aumentarmos nossa produtividade.

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O “menisco” ilustrado na Fig. 1 representa um aumento de volume, decorrente da transformação “água líquida para água sólida”, e é causado pelo natural aumento de volume que acompanha a transformação. Interessante observar que a água constitui uma exceção na natureza, pois de modo geral, as substâncias puras reduzem o volume durante a solidificação.

Como já foi dito no Cap. I, com os aços ocorre o mesmo fenômeno, não na solidificação, mas durante a transformação de fase que acompanha o processo de têmpera. Assim, quando se deseja temperar um aço, de modo a, por exemplo, obter-se um incremento nas propriedades físicas como Limite de Resistência, obrigatoriamente haverá uma transformação de fase, e, consequentemente, uma distorção dimensional associada.

Transformação de Fase na Têmpera do Aço

Podemos descrever o processo de têmpera de um aço em termos das fases final e inicial, ou seja, uma microestrutura baseada na composição {ferrita+cementita} no início, e {martensita} no final, mas na realidade, há uma série de fases intermediárias, e em cada uma delas, há uma alteração volumétrica associada.

Essas alterações volumétricas são originadas por diferentes arranjos atômicos, características de cada tipo de fase, com propriedades físico-químico-mecânicas diferentes e ocupando volumes diferentes.

A Tabela 1 mostra a Variação Volumétrica em função do teor de C, para cada transformação de fase que pode estar presente na têmpera do aço.

Interessante notar que apenas a primeira transformação leva a uma contração volumétrica. De fato, a Austenita ocupa um volume menor que todas as demais fases.

Outro ponto importante é que as equações são válidas quando não existem outras microestruturas ou precipitados, particularmente os carbonetos. São calculadas para estruturas “puras”, ou seja, citando a transformação martensítica, a transformação leva a 100% de martensita.

A transformação Austenita => Bainita é a que se deseja, por exemplo, quando se executa o processo de Austêmpera, na qual se obtém um limite de elasticidade elevado (“efeito mola”). Molas automotivas e eixos que ficam submetidos a elevados ciclos que podem levar à fadiga são aplicações típicas deste tratamento.

Entretanto, nosso foco é a transformação martensítica, objeto da têmpera dos aços. Simulando uma condição de um aço com 0,5%C, podemos estimar a variação volumétrica total, partindo de uma microestrutura perlítica (típica) até a martensita final como segue.

O gráfico da Fig. 2 ilustra o efeito de forma prática. Exemplificando:

– Barra cilíndrica ø50 x 100 mm;
– Aço 1045;
– Temperado em água a partir de 850ºC.

Pressupostos:

1. A transformação é total atingindo 100% da massa;

2. A troca térmica se processa pela superfície cilíndrica não havendo troca nos “topos”, ou seja, somente o comprimento será afetado;

3. Não se considera efeito de massa, nem tampouco de forma.

Calculando a variação do comprimento L:

Del V/V = (V final – V inicial)/ V inicial = 4,3%

V inicial = (II x 50²/4) x 100 = 1.96 x 105 mm³

V final = (II x 502/4) x L = 1963,5 x L

[(1963,5 x L) – (1.96 x 105)]/ 1.96 x 105 = 4,3/100

L= 104,1 mm

Ou seja, o comprimento vai aumentar 4,1 mm.

Nota-se que o exemplo pressupõe que, não havendo trocas térmicas nos “topos” da peça, não há variação no diâmetro. Na prática, em função de efeito de massa (diferenças de temperatura entre núcleo e superfície) e forma (resistência a variações nas bordas), a forma final da peça cilíndrica assume o formato de uma “barrica”, havendo, de fato, uma diminuição do comprimento e correspondente aumento no diâmetro médio (Fig. 3).

Na Fig. 3, temos a imagem de corpo de prova para monitoramento de temperatura, utilizados em tratamentos térmicos em fornos a vácuo.

O corpo de prova da esquerda ainda não foi utilizado, enquanto o da direita já passou por diversos ciclos de têmpera. Ambos eram originalmente idênticos, pois foram tirados da mesma barra.

A Fig. 4, já utilizada no Capítulo III, mostra claramente os pontos em que ocorre a transformação de fases e sua correspondente variação.

No Detalhe A temos a transformação Perlita => Austenita, com a correspondente contração e no detalhe B a transformação Martensítica com a correspondente expansão.

Evidentemente, a expansão causada pelas transformações de fase leva ao surgimento de campos de tensões, os quais, por sua vez, se manifestam na forma de distorção dimensional.

O Efeito da Taxa de Resfriamento

A Fig. 5 ilustra o efeito da taxa de resfriamento, em ensaio com dilatômetro, sobre o resultado final da distorção dimensional. A Tabela 3 detalha a sequência de eventos.

A taxa de resfriamento define para um dado aço com um dado teor de C e uma dada temperabilidade, a fração volumétrica de martensita formada. Assim, quanto maior a taxa de resfriamento, maior a fração de martensita, e, portanto maior a intensidade de tensões formadas e, consequentemente, maior a distorção dimensional.

Dessa forma, para um mesmo aço, redução na taxa de resfriamento implica menores distorções dimensionais, até o limite em que esta mesma redução implica redução nas propriedades mecânicas desejadas.

O Efeito de Massa e a Diferença entre Núcleo e Superfície

Na prática industrial, as diferenças de massas entre as diversas partes de um dado componente são de vital importância no que se refere às distorções dimensionais de têmpera, uma vez que elas definem a velocidade com que o componente resfria.

A Fig. 6 ilustra a secção transversal de uma “sapata” fabricada em aço SAE 1037 e temperada em água. A redução de massa introduzida na geometria leva a uma distorção dimensional em sua extremidade da ordem de 0,25 mm, causando sérios transtornos na montagem do componente. Uma revisão do projeto removendo a redução de massa torna mais uniforme o resfriamento, reduzindo a distorção resultante para valores inferiores à 0.08 mm [1].

Assim, como o efeito de massa, as diferenças entre núcleo e superfície impõem distintas taxas de resfriamento ao aço, retardando ou adiantando a formação de martensita. Essa heterogeneidade no resfriamento leva ao surgimento de tensões elevadas, resultando distorções dimensionais.

Efeito dos Microconstituintes – Misturas de Fases

Diferentes taxas de resfriamento num mesmo componente levam a misturas de fases, uma vez que, para um dado tipo de aço com uma dada espessura meios normais de resfriamento utilizados industrialmente não conseguem levar a formação de 100% de martensita.

A Fig. 7 ilustra esquematicamente as curvas TTT (a) sobrepostas a curvas de resfriamento contínuo de um aço DIN 22CrMo44, em três situações distintas de diâmetro (100, 30 e 10 mm) com o mesmo processo de resfriamento. As curvas (b) à direita representam a distribuição de tensões após resfriamento, mostrando as diferenças entre superfície e núcleo.

O corpo de prova de 100 mm, a dada taxa de resfriamento, apresenta uma microestrutura constituída de mistura de perlita, bainita e carbonetos dispersos, após o resfriamento. Não há praticamente formação de martensita, exceto numa fina camada na superfície, possivelmente. Nessas condições, o perfil de tensões é dado pela curva superior direita, mostrando forte tensão compressiva na superfície e tensões trativas no núcleo.

Já no corpo de prova de 30 mm, ocorre uma transição com as tensões manifestando-se como compressivas no núcleo, passando por trativas numa faixa a aproximadamente meio-raio e retornando ao estado compressivo na superfície. Nessa situação, ocorre transformação martensítica em maior grau, chegando ao núcleo, em função da temperabilidade relativamente alta deste tipo de aço.

O corpo de provas de 10 mm é o mais crítico em termos de distorção dimensional proporcional, uma vez que sua massa é insuficiente para resistir às tensões originadas na transformação. Igualmente terá a maior proporção de martensita em sua microestrutura (praticamente 100%, pois não atravessa as curvas de transformação difusional conforme pode ser visto na curva TTT). Interessante notar, neste caso, o surgimento de tensões trativas na superfície da peça, o que usualmente é indesejável, pois pode levar ao surgimento de trincas.

A presença de microestruturas mistas, ao menos do ponto de vista de distorções dimensionais, não é necessariamente um mal, pois ao reduzir as tensões originadas da transformação martensítica, substituindo-as por valores menores ou aliviando-as numa microestrutura menos rígida (bainita, por exemplo) há uma redução na distorção líquida resultante. Claro que a presença de microconstituintes diferentes, numa mesma região da peça, leva a variações nas propriedades físico-químico-mecânicas, havendo necessidade de criteriosa avaliação pelo projetista antes da aceitação desta condição.

Conclusão

Como já foi dito nos capítulos anteriores, não há, do ponto de vista industrial, meios de isolar cada uma das causas de distorções dimensionais.

Em particular no caso das distorções dimensionais inevitáveis, considerando o fator térmico e o fator metalúrgico, ambas sempre comparecem sobrepostas, não sendo possível isolar uma única causa.

Entretanto, um processo de tratamento térmico que seja considerado desde o início do projeto, com os controles e adequações à geometria e propriedades desejadas pelo projetista, sempre leva a uma redução considerável das distorções dimensionais líquidas, fazendo a diferença entre um projeto viável ou não.

A Fig. 8 encerra este texto e tenta resumir de modo compreensível e didático os diferentes componentes das Distorções Dimensionais e, para cada um deles, os pontos de atenção que o projetista deverá ter.

Entenda-se o quadro como um Resumo, que, se não esgota o assunto, pode servir como um orientador para o alinhamento do projeto, de um lado as propriedades e características desejadas para o produto e, de outro, para uma melhor compreensão e redução, na medida do possível, das Distorções Dimensionais causadas pelo tratamento térmico de têmpera.

Referências

1. Metals Handbook Vol. 4, Heat Treating;
2. Yoshida, Shun, Distorções Dimensionais na Têmpera dos Aços, Caps, 1, 2, 3, e 4, Industrial Heating.

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– Distorções Evitáveis- Distorções Inevitáveis

Este capítulo englobará o primeiro grupo, descrevendo os fatores que causam estas distorções. É importante ressaltar que o termo “EVITÁVEIS” usado neste texto, não significa que elas sejam 100% eliminadas ou mesmo de previsão exata. De fato muitas destas causas, como será visto adiante, são de difícil quantificação, tornando virtualmente impossível uma precisa avaliação da intensidade de seu efeito. Entretanto, o conhecimento destas causas, e, após análise de engenharia, a procura de alternativas para “evitá-las” é de grande valia para a redução da Distorção Total.

Dentro deste grupo, podemos ainda gerar uma sub-classificação, separando as causas das Distorções Evitáveis em:

– Causas Externas ao Tratamento Térmico- Causas Internas ao Tratamento Térmico

Causas Externas ao Tratamento Térmico

Este sub-grupo trata dos fatores que causam Distorções Dimensionais Evitáveis, mas que não estão diretamente relacionadas com o tratamento térmico em si, mas sim, com etapas anteriores, desde a fase de projeto.

O Quadro I lista os fatores que interferem na Distorção Dimensional Evitável, que são externos ao Tratamento Térmico.

Matéria Prima

Trata das causas de Distorções Dimensionais Evitáveis, externas ao tratamento térmico, que são originadas na seleção do aço que será utilizado na confecção do produto, bem como do seu condicionamento, ou seja, da sua preparação.

A seleção do aço

O projetista deve considerar, além da aplicação a que se destina, e das propriedades físico-quimico-mecânicas desejadas, as condições de tratamento térmico a que será submetida a peça.

Do ponto de vista de distorções de tratamento térmico, a escolha do aço deverá ser conduzida de acordo com as seguintes premissas:

– Qual, de fato, é a resistência mecânica desejada?- Qual a temperabilidade do aço? – Existe alguma opção de aço que não necessita tempera para chegar à resistência mecânica projetada?

Qual, de fato, é a resistência mecânica desejada?

É comum que se confunda a Resistência Mecânica desejada (traduzida pela dureza) com a Resistência a Desgaste, e, nesse sentido, exigir-se durezas elevadas.

Apesar de haver relação entre uma e outra, a priori a resistência a desgaste não depende somente da dureza do aço. Em muitas situações, durezas excessivas, pelo contrário, prejudicam a resistência a desgaste.

O projetista deve ter em mente que resistência a desgaste não é objetivo do tratamento térmico de tempera. A resistência mecânica obtida por tempera deve ser a necessária e suficiente para que a ferramenta resista às tensões que serão aplicadas em trabalho.

A resistência a desgaste é objeto de estudo da engenharia de superfícies, devendo ser garantida por outros processos, posteriores a tempera, como, por exemplo, a nitretação ou mesmo os revestimentos PVD.

Exigir durezas desnecessariamente elevadas, limita os processos de tratamento térmico, e, direta, ou indiretamente, limita as opções do profissional de tratamento térmico, no sentido de reduzir as distorções dimensionais resultantes.

Qual é a temperabilidade ao aço?

É a propriedade dos aços, que determina a profundidade e a distribuição da dureza quando submetido a tempera. Basicamente, no processo de tempera de um aço, objetiva-se a formação da microestrutura martensítica, e, consequentemente, a supressão da formação de outras microestruturas formadas por difusão (perlita, bainita). A obtenção da martensita, para os aços, dá-se através de resfriamento rápido, de modo a evitar a formação das microestruturas de difusão.

Assim, quanto maior a temperabilidade de um aço, maior a fração de martensita formada. Como a formação de martensita depende da velocidade de resfriamento, quanto maior a temperabilidade, menor a velocidade de resfriamento requerida, portanto menor a severidade da tempera (detalhes sobre meios de tempera serão discutidos na próxima seção deste texto). Consequentemente, menor distorção dimensional.

A fig 1, ilustra esquemáticamente, o efeito da diferença de temperabilidade entre os aços SAE 1040 e SAE 4140. Corpos de prova de diâmetro 1” x 3” de comprimento. Ambos com o mesmo teor de Carbono (0,4%), e foram temperados de maneiras diferentes, mas objetivando a dureza de 60 HRC na superfície.

A curva de dureza é representada pelas linhas vermelhas, abaixo das respectivas secções transversais. A dureza é tomada da superfície até o núcleo.

O aço SAE 4140, apresenta queda de apenas 10 pontos HRC da superfície para o núcleo, enquanto que o SAE 1040 cai drásticamente, até 20 HRC, evidenciando a elevada temperabilidade do 4140 em comparação.

A temperabilidade mais elevada deve-se à presença de elementos de liga, notadamente Cromo (0,9%) e Molibdênio (0,2%), ausentes no 1040.

Evidentemente, questões comerciais devem ser consideradas, tais como a disponibilidade do aço nas bitolas necessárias, e o custo, uma vez que o SAE 4140 é substancialmente mais caro que o 1040, mas do ponto de vista de Distorções Dimensionais, é muito mais conveniente confeccionar o item em questão com o SAE 4140,uma vez que este usará meios de resfriamento muito menos severos, que causam menores distorções dimensionais.

Existe alguma opção de aço que não necessite ser temperado para atingir a resistência mecânica projetada?

Para uma mesma resistência mecânica, muitas vezes há diversas opções disponíveis. Nessa situação, é interessante que seleção seja feita de acordo com o critério de temperabilidade, lembrando que, quanto maior a temperabilidade do aço, menos severo deve ser o resfriamento no processo de tempera, e portanto, menores distorções resultantes.

Em muitas situações, é possível “fugir” da tempera, selecionando-se aços já beneficiados (em geral para a faixa de 28/32 HRC).

A situação é ilustrada, na prática, com um exemplo na fig. 2.

O pino da fig 2, tem como função ser um componente para ferramenta de injeção plástica. De acordo com análise de engenharia, este pino tem movimento deslizante, dentro do molde e tem contato direto com o polímero sendo injetado.

Assim, este componente fica sujeito apenas à desgaste de natureza adesiva, não havendo qualquer outra solicitação, como tração/torção, o qual exigiria elevada resistência mecânica durante o uso.

Nessa situação, há que se perguntar exatamente por quê foi selecionado um aço, AISI H13, que exige tempera e gera elevada resistência mecânica.

De fato, devido à geometria da peça, extremamente desfavorável, o item em questão tinha risco potencial de ser completamente inutilizado após tempera, devido à intensidade de distorções dimensionais. O item tem um diâmetro de apenas 15 mm na região mais fina, e um comprimento de aproximadamente 700 mm. A previsão teórica da flecha de empenamento, era de aproximadamente 1,05 mm., o que, se confirmado na prática, levaria o componente à sucateamento, uma vez que seria necessário no mínimo 2,10 mm de sobre metal para correção posterior (o modelo para cálculo teórico será discutido no ultimo capitulo deste texto). Importante notar que o sobre metal previsto era de apenas 1,0 mm.

Felizmente, devido aos extremos cuidados durante o tratamento do item, com inclusão de técnicas específicas ( e, diga-se, extremamente trabalhosas e de maior custo!), o empenamento total foi inferior a 0,4 mm., e a peça foi salva, mas, considerando as condições de trabalho da peça, as solicitações mecânicas sobre ela, e a função a que ela se destinava, o projetista poderia tê-la fabricado em, p.ex., aço AISI P20, o qual, pela característica do mercado nacional, já vem pré beneficiado para durezas da ordem de 28/32 HRC (100 kgf/mm2), mais do que suficiente para suportar as cargas em trabalho. Eventuais problemas de desgaste poderiam ser solucionados com, p.ex., tratamento posterior de nitretação ou mesmo, em casos mais severos, revestimentos PVD (ref.5).

A questão torna-se mais importante na medida em que a peça fica maior, havendo grande inércia térmica associada.

A situação demonstrada, de substituir aços, é disponível em geral para a confecção de ferramentas, cuja seleção do aço, fica via de regra a cargo do próprio ferramenteiro, mas para componentes seriados, como peças automobilísticas ou outros itens de grandes séries de fabricação, o aço já vem definido através dos projetos originais (em muitos casos estrangeiros).

Assim, quando a substituição do aço não é possível, torna-se particularmente importante conhecer as características desse aço no mercado nacional, e tentar condicioná-lo da melhor forma possível, objetivando a mínima distorção dimensional.

Condicionamento da Matéria Prima

Novamente, esta variável pode ser dividida em sub grupos, para facilitar a compreensão, como segue:

– “Casca” da matéria prima- Anisotropia dos aços- Condições do projeto “Casca”

Uma vez selecionado o aço mais adequado, cumpre realizar a compra.

As usinas fabricantes fornecem ao mercado o aço ferramenta já no estado recozido, mas nem sempre “sem casca”.

A “casca” do aço, refere-se à camada superficial, remanescente dos processos de fabricação do aço, correspondente, por exemplo, à superfície bruta de laminação. Por ter sido submetida a processamentos a quente, em geral essa “casca” é descarbonetada, além de ter defeitos do tipo “dobras” ou até mesmo trincas.

Assim, na solicitação de compra, deve ser previsto um sobremetal, para que a “casca” possa ser removida.

As usinas de aço fornecem tabelas, com o sobre metal necessário para cada bitola, em função do tipo de aço.

Caso a “casca” não seja removida, ou seja apenas parcialmente removida (p.ex. retífica apenas em um lado da peça), poderá haver uma diferença muito grande de propriedades entre a superfície e o núcleo, alterando significativamente o efeito do tratamento térmico, levando a distorções dimensionais graves ou até mesmo trincas.

No caso de laminados, principalmente chapas de estamparia, as usinas já fornecem devidamente isentas de “casca”, portanto pode não haver muita preocupação nesse sentido, mas para blocos forjados, é absolutamente necessário que o assunto seja devidamente esclarecido entre o projetista e o fabricante do aço. Em caso de dúvida, o ideal é seguir as tabelas indicativas de sobremetal. Nunca confundir este sobremetal com aquele absolutamente necessário para a realização do tratamento térmico. Este caso trata-se de Condicionamento da Matéria Prima, ou seja, é um cuidado necessário na compra dela.

Anisotropia dos Aços

Os aços, assim como qualquer material policristalino, possuem algumas diferenças de propriedades mecânicas, em função da direção. A essa diferença, dá-se o nome de anisotropia.

No caso de barras, esse não é um grande problema, pois não há alternativas para o corte e, em geral, a ferramenta será confeccionada com seu sentido longitudinal paralelo ao sentido longitudinal da barra, já estando naturalmente, na melhor condição em termos de distorções dimensionais de TT.

Entretanto, no caso de blocos, essa passa a ser uma preocupação importante.

A não ser em casos especiais, no qual o bloco é forjado especialmente no formato desejado, os blocos com os quais serão confeccionadas as ferramentas, são tirados de blocos maiores, em geral sem que haja cuidado em relação à direção original de conformação do bloco. A fig. 3 ilustra a situação.

O termo mais comumente empregado para representar essa orientação, é “fibra”, numa analogia com materiais como a madeira, p.ex. Na realidade, tais “fibras”, nos materiais metálicos, são outras fases microestruturais, que vão se orientando numa dada direção, em função dos processamentos mecânicos posteriores à fundição. Tais fases originam-se durante a solidificação do aço.

A direção das “fibras” tem forte influencia distorção dimensional. De fato, a tendência é que haja uma concordância entre a direção das fibras e a direção em que ocorre a máxima distorção. Assim, três blocos idênticos na forma, mas retirados de diferentes direções, tendem a apresentar distorções em direções também diferentes, o que dificulta sobremaneira a previsão do sobre metal necessário para tratamento térmico.

Uma outra implicação adicional, é que há forte influencia da orientação das fibras nas propriedades mecânicas, particularmente nas que são influenciadas pela condição microestrutural do aço, como por exemplo, o alongamento(fig.4).

Como pode ser visto na figura, há uma forte diferença nas propriedades de tenacidade, alongamento e redução de área, em função da direção em que é tomado o corpo de prova (longitudinal e transversal).

O ideal é que, no processo de compra, seja prevista a direção de corte em função da direção de laminação do bloco original, de modo fazer coincidir a direção longitudinal do bloco, com a da ferramenta, e garantir que, no caso de ferramentas similares, essa direção seja sempre a mesma.

Na prática, no entanto, essa condição não é simples de ser obtida, uma vez que raramente a direção original do bloco é conhecida, principalmente quando a compra não é feita diretamente do fabricante do aço.

Condições do Projeto

Em termos de distorções dimensionais, o projetista deve ter os seguintes cuidados na fase de projeto:

• Geometria• Sobremetal para o tratamento térmico

Geometria

Independentemente das dimensões relativas, e mesmo da sua forma geométrica, se a peça acima for submetida a tratamento térmico de tempera, fatalmente haverá uma forte distorção de forma, além da distorção dimensional. (fig.5)

O motivo para isso é bastante simples, e decorre do fato de que a parte mais fina atinge as temperaturas de transformação antes das demais. Assim, ela sofrerá os efeitos que causam as distorções antes do restante da peça.

Essa heterogeneidade de temperaturas tem, como reflexo, diferentes estados de tensões em partes da peça, causando as distorções.

A tendência é que a peça assuma a forma da fig 6, após o tratamento térmico de tempera (sem considerar outras distorções, mesmo nas partes mais grossas da peça).

Evidentemente, nem sempre é possível evitar diferenças de massa em peças reais. Mas sempre que houver necessidade de tratamento térmico, é importante levar em consideração essa questão durante a fase de projeto.

Sempre que possível, procurar balancear as diferentes partes da peça, procurando concordâncias suaves, e diferenças as mais graduais possíveis, é importante para prevenir ou mesmo evitar fortes distorções dimensionais, que podem até mesmo inviabilizar o uso da peça após tratamento térmico.

O exemplo acima não considera o risco potencial de fratura da peça, justamente devido à diferença de massas. A fratura é uma conseqüência natural da distorção dimensional, quando as tensões que a causam atingem valores que superam a resistência mecânica do aço. Para efeito de visualização, podemos considerar que a fratura é um caso extremo de distorção dimensional. Assim, atacar as causas da distorção é também prevenir o surgimento de trincas.

O gráfico da fig.7, ilustra o efeito do chamado “canto vivo” , e sua relação com a resistência a fadiga do aço em função da resistência mecânica (relacionada com a dureza).

A presença excessiva ou desnecessária de “cantos vivos” favorece a distorção dimensional, pelo seu efeito concentrador de tensões, devendo ser evitado ou no mínimo suavizado.

O gráfico da fig 7 ilustra a resistência à fadiga, em função da resistência à tração (dada pela tempera) para diferentes relações Q/d, respectivamente o raio de curvatura em relação à parte mais fina da concordância em uma peça hipotética. Quanto maior Q, em relação à d, maior o raio de curvatura. Para menores raios de curvatura, maior será a intensidade da distorção na região, podendo, no limite, levar à fratura, em função da queda na resistência à fadiga (no ensaio de flexão, por exemplo).

Sobremetal para Tratamento Térmico

Por sobremetal, entenda-se o valor adicional deixado nas dimensões da ferramenta, de modo a permitir retrabalho posterior ao processo de tempera (em geral retífica).

Há, nesse quesito, duas perguntas cruciais:

• Quando deixar sobremetal?• Quanto sobremetal deixar?

A resposta à primeira pergunta é simples: sempre que houver tratamento térmico envolvido.

Como já foi dito, há uma componente da Distorção Dimensional que é inevitável. Assim, a única maneira de “escapar” do problema é deixando sobremetal (ou não executando tratamento térmico de tempera – esta pode ser uma opção em alguns casos – vide Fig. 1).

Quanto à segunda pergunta, a resposta não é tão simples e direta assim. O valor mais adequado a ser deixado de sobremetal depende de uma análise detida das condições existentes e não há, a priori meio de calcular um valor exato para a distorção dimensional.

Durante a análise, é possível, através de alguns modelos matemáticos, aproximar um valor mínimo necessário, mas em escala teórica, e esse valor pode ser usado apenas como uma referência, e nunca como uma especificação.

Sempre que possível, a melhor recomendação é deixar o máximo que for viável, entendendo-se o viável, limitado às máquinas disponíveis e às condições de projeto da ferramenta.

Mais detalhes quanto a esses cálculos serão discutidos nos capítulos subseqüentes do texto, particularmente no trecho que discute as distorçôes inevitáveis.

Usinagem

A fig. 8 ilustra uma peça passando pelo processo de Retífica. Como é do conhecimento comum, a peça a ser retificada é fixada à placa da máquina por meio magnético. Ao término do processo, principalmente para peças delgadas, ao se desligar o magnético da placa, nota-se um movimento da peça, um “empenamento”. Ligeiro ou não, este “empenamento” sempre ocorre, e ele é devido ás tensões introduzidas em uma face da peça pela operação de retífica.

Igualmente, o mesmo fenômeno vai ocorrer para qualquer outro processo de usinagem.

Estas tensões tem origem no aquecimento natural durante o processo de usinagem (que, p.ex. na retífica atinge valores superiores a 1500°C), bem como através da força exercida pela ferramenta, contra a peça de trabalho, a qual, pela lei da Ação e Reação, “reage” ao estímulo externo, gerando uma força de igual intensidade e direção oposta.

Tais tensões são inevitáveis, pois são parte intrínseca do processo de usinagem, mas abusos devem ser evitados, através do correto uso das variáveis de usinagem, dentre as quais são destacados:

• Ferramenta adequada• Parâmetros de usinagem adequados (velocidade de corte, avanço)• Fluidos de corte adequados (para refrigeração), incluindo-se aqui a sua correta aplicação, em termos de velocidade de posição de aplicação

A fig. 9 ilustra duas situações de “usinagem abusiva”, gerando superfícies de corte danificadas, as quais, caso sejam mantidas na peça que será enviada para tratamento térmico, fatalmente gerarão problemas de distorções dimensionais, ou, no limite, trincas.

Na figura nota-se claramente o dano causado à superfície da peça, na forma de uma trinca, claramente delineada na região endurecida devido ao superaquecimento.

Outro ponto interessante é o perfil de durezas encontrado, desde a superfície (63HRC evidenciando o superaquecimento), passando por 49 HRC, mostrando uma região “amolecida” devido ao aquecimento, até a dureza de 51HRC, na região do núcleo, a qual corresponde à dureza original.

Uma outra questão que se coloca, quando se fala da influencia da usinagem nas distorções dimensionais, refere-se à simetria da usinagem. Sempre que possível, deve-se introduzir as tensões na peça da forma simétrica, igualando as tensões em todas as faces da peça de trabalho.

Durante o processo de tratamento térmico, a peça como um todo será aquecida, da forma mais uniforme possível. Assim, se partes da peça estiverem num estado de tensões diferente de outras, esta região terá uma maior interação entre o calor do tratamento e estado local de tensões, tendo reações diferentes, o que agrava a distorção resultante. Assim, se, p.ex., for feita uma redução de 2,0 mm na espessura de uma peça (não cilíndrica), o ideal é que a usinagem seja executada em duas etapas, com 1,0 mm de remoção de cada vez, em cada uma das faces.

Outras Causas – Processamentos Térmicos Anteriores

Ainda dentro do estudo das causas externas ao tratamento térmico, que afetam a distorção dimensional final na peça após tratamento térmico, podemos citar aqueles que, dentro de suas características, causa aquecimento, local ou não, do componente.

Este aquecimento, dentro do regime elástico, causa dilatação/contração do aço, gerando tensões que posteriormente poderão afetar o resultado de distorções no tratamento térmico.

Podemos citar operações de soldagem, oxi-corte, e processamento mecânico a quente (forjamento).

Não faz parte do objetivo deste texto discutir os processos detalhadamente, mas,em principio, qualquer processamento que crie variações de temperatura apreciáveis na peça, deve ser cuidadosamente aplicado, dentro da melhor prática, e sempre tendo em mente que falhas ou displicência nestes processos podem levar a distorções excessivas no tratamento térmico posterior.

Em geral, após soldagem ou oxicorte, recomenda-se a aplicação de uma etapa de tratamento térmico de recozimento, com o objetivo de reconstituir a microestrutura do aço o mais próximo possível da original, e também reduzir o nível de tensões introduzido.

O tratamento térmico denominado alívio de tensões, tem grande utilidade também, por ser relativamente barato e rápido, para prevenção de distorções dimensionais após Soldagem parcial (localizada), e usinagem pesada (desbaste) em peças de geometria complexa.

Alívio de tensões para prevenção de distorções dimensionais

Aplicação

1. Sempre antes da etapa de tempera, para reduzir as tensões originadas na usinagem;2. Sempre que houver remoção de material superior a 40% em massa (principalmente para blocos);3. Sempre que a geometria for muito desfavorável, em termos de variações de massa e presença de cantos vivos.

Ciclo Básico

Limitações do processo

Para o caso de aços endurecíveis por precipitação, é absolutamente necessário consultar o profissional de tratamento térmico, para que não haja problemas de dureza após o endurecimento. Nesse tipo de aço, o endurecimento ocorre após dois tratamentos: Solubilização e Envelhecimento.

Usualmente, essa classe de aços é fornecida pelas usinas no estado já Solubilizado, com durezas da ordem de 30 HRC. Assim, ciclos de alívio de tensões nesse tipo de aço não são recomendados;

Esse tipo de tratamento também deve ser previsto no caso de peças soldadas que vão sofrer tratamento térmico de tempera posteriormente, ferramentas que sofreram Eletro Erosão, Retífica severa, e em alguns casos de peças fabricadas por fundição, de modo a aliviar as tensões de solidificação.

Sequência

Não há sentido em aplicar o tratamento de alívio de tensões para prevenção das distorçòes dimensionais, sem que seja prevista uma etapa de usinagem, antes da têmpera. De fato, o próprio alívio de tensòes vai induzir uma distorção dimensional, de intensidade diretamente proporcional ao nível de tensões imposto pela usinagem, que vai se somar às distorçòes que surgirão na tempera posterior. Assim, é necessário que seja prevista uma etapa intermediária de usinagem, deixando sobremtal mínimo para a têmpera.

Exemplo de aplicação(esquemático)

1. Peça em aço AISI H13, para tempera a vácuo, dureza de 50/52 HRC;2. Dimensões: 200 x 150 x 20 mm;3. Matéria prima disponível: 24 mm de espessura;4. Nas condições acima, prevê-se um desbaste de 4,0 mm na espessura da peça, até a dimensão final;5. O cálculo teórico mostra que um sobremetal de 0,5 mm na espessura será suficiente, para um processamento de tempera a vácuo.

Para garantir, que o sobremetal de 0,5 mm seja suficiente, é necessária a aplicação de um ciclo de alívio de tensões previamente à tempera.

N.A.: o termo garantir é inadequado, uma vez que outras variáveis, não contempladas nesta análise estão presentes (serão objeto de estudo em capítulo posterior). Então não há como “garantir”, mas o procedimento é indispensável para reduzir o risco ao mínimo.

A pergunta é: quando e em que condições fazer o alívio?

Para o caso de aços endurecíveis por precipitação, é absolutamente necessário consultar o profissional de tratamento térmico, para que não haja problemas de dureza após o endurecimento. Nesse tipo de aço, o endurecimento ocorre após dois tratamentos: Solubilização e Envelhecimento.

Esquemáticamente, temos:

Observando na fig. 11, do estado inicial com 24 mm de espessura, executamos um PRÉ DESBASTE, removendo a maior parte do sobremetal (3,0 mm), levando para 21 mm de espessura. Nesse estado, pode-se dizer que a intensidade da tensão de usinagem é proporcional à remoção de 3,0 mm, as quais chamaremos de T3.

Nesse ponto, é feito o alívio de tensões, que removerá as tensões T3, para efeitos práticos eliminando-as totalmente.

Não há sentido em aplicar o tratamento de alívio de tensões para prevenção das distorçòes dimensionais, sem que seja prevista uma etapa de usinagem, antes da têmpera. De fato, o próprio alívio de tensòes vai induzir uma distorção dimensional, de intensidade diretamente proporcional ao nível de tensões imposto pela usinagem, que vai se somar às distorçòes que surgirão na tempera posterior. Assim, é necessário que seja prevista uma etapa intermediária de usinagem, deixando sobremtal mínimo para a têmpera.

Na etapa seguinte, levamos a peça à um novo desbaste, desta feita, removendo 0,5 mm apenas. Novamente, teremos o surgimento de tensões, as quais denominaremos T0,5. É intuitivo que T0,5<<T3.

Assim, temos a peça pronta para a tempera, com sobremetal de 0,5 mm conforme projetado, mas com tensões de usinagem proporcionais a apenas 0,5 mm de remoção.

Nessa situação ideal, as distorções dimensionais, igualmente diretamente proporcionais às tensões de usinagem introduzidas serão menores.

Importante notar que a opção que demanda menor tempo (e algum custo a menos), é simplesmente remover todo o sobremetal de uma só vez (4,0 mm) e enviar para tratamento térmico. Esta é uma situação típica, a qual envolve nenhum cuidado com a questão da distorção dimensional. Nesse caso, o risco de perda irremediável da peça é potencial, uma vez que as tensões envolvidas são muito mais intensas.

Igual raciocínio, embora sem a mesma possibilidade de quantificação, pode ser desenvolvida para, p.ex., soldagem ou mesmo oxicorte, levando á conclusão de que, sempre que tais processamentos estiverem envolvidos, deve ser prevista uma etapa de alivio de tensões.

Conclusão

Este capítulo tratou das principais causas externas ao tratamento térmico, que tem influencia direta na distorção dimensional resultado do processo de têmpera.

O post Distorções dimensionais – Parte II: Distorções evitáveis apareceu primeiro em Portal Aquecimento Industrial.

Nesta sequência, consideraremos no presente artigo as causas internas ao tratamento térmico, que interferem na mesma componente da distorção total, as distorções evitáveis.

Entenda-se por causas internas os mecanismos intrínsecos ao tratamento térmico de têmpera, e que usualmente são sujeitas à ação direta do profissional de tratamento térmico.

Consideramos, para efeito deste texto, as seguintes causas de distorções dimensionais evitáveis, internas ao tratamento térmico de têmpera:

• Seleção do tipo de equipamento mais adequado às necessidades de projeto e produto;• Seleção do ciclo térmico mais adequado, objetivando atingir as propriedades mecânicas projetadas, conciliadas com a necessidade de evitar as distorções dimensionais;• Seleção do tipo de dispositivos de carga mais adequados para as peças, conciliado com o tipo de equipamento escolhido.

Tipos de equipamento para tratamento térmico de têmpera

O tipo de equipamento selecionado basicamente define a forma de dispositivação e carregamento das peças.

Considerando o processo de tempera dos aços, são necessidades básicas no equipamento: a) homogeneidade térmica do equipamento; b) controle da temperatura; c) controle do tempo de processo a cada etapa; d) controle da velocidade de resfriamento.

a) Homogeneidade térmica do equipamento

O equipamento usado para o tratamento térmico deve proporcionar a máxima homogeneidade térmica possível, de modo a aquecer/resfriar a peça em toda a sua superfície de maneira homogênea, sem gerar áreas mais quentes ou frias.

É claro que a geometria da peça também tem forte interferência nesse quesito, com áreas mais finas atingindo temperatura desejada mais rápido, ou resfriando com uma maior velocidade, mas o equipamento deve ser projetado de tal forma que interfira o mínimo possível.

Quando se fala em homogeneidade térmica do equipamento, está implícito que aqui se refere tanto à etapa de aquecimento como do resfriamento. Dessa forma, tratamentos que tem de ser conduzidos em mais de um equipamento, por exemplo, um para aquecer e outro para resfriar, são menos eficientes em termos de homogeneidade térmica do que aqueles no qual esta transferência não é necessária.

A literatura disponível traz diversas classificações para os equipamentos de tratamentos térmicos, particularmente para a têmpera dos aços, mas neste texto vamos limitar-nos aos aspectos de prevenção das distorções dimensionais. Nesse sentido, equipamentos que necessitam de transferência entre as etapas de aquecimento e resfriamento constituem um grupo em que a distorção dimensional é piorada, em relação àqueles que não necessitam de transferência, conduzindo as etapas de aquecimento e resfriamento na mesma câmara.

Equipamentos do tipo banho de sais fundidos, enquadram-se no grupo em que é necessária esta transferência (Fig. 1).

Nesse tipo de equipamento, as peças, após atingirem a temperatura necessária (em geral superior a 780°C), são transferidas para outro equipamento (outro sal de temperatura mais baixa, óleo ou salmoura ou até mesmo água) para o resfriamento.

Enquanto a peça está dentro do equipamento em aquecimento, não há movimento das peças, e portanto nada que interfira na distorção dimensional resultante, mas no momento em que há movimento, para a transferência, há grande risco de distorções dimensionais importantes.

Outro ponto que deve ser observado é que, além do movimento das peças de um forno para outro, há também o fato de que a parte inferior das peças resfriará antes da parte superior, introduzindo-se a heterogeneidade do resfriamento. Dependendo do tamanho da peça (comprimento) haverá considerável diferença de temperatura entre a primeira parte da peça que entrou no banho de resfriamento e a última. Essa diferença terá enorme efeito na distorção dimensional resultante (Fig. 3).

Qualquer outro tipo de equipamento que necessita transferência (fornos câmara, por exemplo) terá o mesmo efeito deletério sobre a distorção dimensional, devendo ser evitado.

Assim, peças para as quais a preocupação com distorções dimensionais é particularmente importante como, por exemplo, ferramentas, que devem ser tratadas, na medida do possível, em equipamentos que não necessitem de transferência, com as etapas de aquecimento e resfriamento conduzidas dentro da mesma câmara, sem movimentação da espécie alguma.

O equipamento mais utilizado, com estas características é o forno a vácuo. Modernamente, este tipo de equipamento tem resfriamento através de gases que são insuflados diretamente na câmara de aquecimento, não havendo necessidade de movimentação das peças. Nos modelos mais antigos, o resfriamento envolvia transferência para um tanque de óleo, isolado da câmara de aquecimento. Nesse caso havia transferência, igualando-se os riscos de distorções dimensionais com equipamentos convencionais.

No caso dos fornos a vácuo modernos, a carga é aquecida por resistências elétricas, em geral dispostas de forma a proporcionar aquecimento extremamente homogêneo, e o resfriamento é feito com gás sob pressão, em geral nitrogênio, mas há fornos que usam hélio ou argônio também.

Em termos construtivos (Fig. 4), esse tipo de equipamento permite uma circulação de gases intensa, através de potentes ventiladores. Os gases circulam por trocadores de calor, que resfriam e retornam para o circuito. Esta concepção permite que o resfriamento seja igualmente homogêneo, permitindo uma extração de calor controlada e igual em toda a superfície da peça, o que garante descontadas características geométricas, homogeneidade muito superior à dos equipamentos convencionais. Consequentemente, as distorções dimensionais são reduzidas.

b) Controle da temperatura

O equipamento deve permitir controle de temperatura, dentro de faixas bastante estreitas, a depender do tipo de serviço de tratamento térmico, de maneira a não permitir variações em diferentes partes do forno. alem de não permitir variações apreciáveis, o equipamento deve ter controles que não permitam temperaturas acima da faixa estabelecida, ao menos por longos períodos.

A respeito da ultrapassagem da temperatura ajustada, há que se considerar a questão da inércia térmica da peça. Quanto maior a peça, maior a sua massa, e, portanto maior o tempo que levará para homogeneização da temperatura entre a superfície e o núcleo. Em termos práticos, isso significa um tempo muito longo para atingir um dado patamar de temperatura e tempos longos devem ser evitados, principalmente devido à seu impacto nos custos do tratamento térmico.

Assim, o forno é programado para gerar uma potência tal que a temperatura ultrapassa por curto período de tempo o valor de patamar ajustado, de modo a ganhar tempo no aquecimento (Fig. 5).

A Fig. 5 simula duas situações de programação de forno no aquecimento, possíveis:

(a): nessa situação, a taxa de aquecimento é programada para que ultrapasse levemente o patamar desejado (“overshoot”);

(b): nessa situação, o programa reduz a taxa de aquecimento antes da chegada da temperatura ao patamar desejado, de modo a atingi-lo mais lentamente.

Nota-se pela figura que o tempo para atingir a temperatura de patamar no caso a é significativamente menor que no caso b.

A Fig. 6 ilustra um caso real, em que o “overshooting” foi ajustado para o ultimo patamar de aquecimento.

Importante notar que a ultrapassagem da temperatura é realmente muito pequena, sendo projetada de forma a não interferir na qualidade final da peça.

De um modo geral, essa ultrapassagem não interfere na qualidade do produto, pois encontra-se sempre dentro da faixa admissível de variação, mas para normas mais rigorosas, isso não é permitido, voltando-se para a situação (b) da Fig. 5.

Apesar desta situação, “overshooting” não afetar diretamente a questão da distorção dimensional, ela é útil para demonstrar a importância de termos um equipamento que permita controle muito acurado da temperatura do forno.

Outro ponto importante a considerar é a diferença de temperaturas entre superfície (s) e núcleo (n), da peça.

A questão torna-se mais importante na medida em que a peça fica maior, havendo grande inércia térmica associada.

Para o sucesso do tratamento térmico, em termos microestruturais, é importante que o núcleo da peça atinja a temperatura desejada, mas sem que a superfície fique submetida à altas temperaturas por tem excessivo, para evitar, por exemplo, crescimento de grão, que poderá influenciar nas propriedades mecânicas após tratamento térmico.

Assim, torna-se importante termos um equipamento que permita controlar a diferença de temperatura entre superfície e núcleo, a ponto de, se não for possível uma uniformidade 100% em toda a extensão da peça, ao menos o mais próximo possível desse objetivo. Garantir que o núcleo da peça chegou muito próximo da temperatura desejada é o principal objetivo.

A Fig. 7 ilustra uma maneira de controle bastante simples, no qual utilizam-se dois termopares, um deles ligado ao núcleo da peça, e outro à superfície. Ambos são conectados ao controlador do forno, de maneira que a etapa seguinte do tratamento, por exemplo, o resfriamento, só seja acionado após a diferença entre superfície e núcleo ser a menor possível.

Importante notar que os termopares (chamados no jargão do tratamento térmico de “de arraste”), são colocados em furos de aproximadamente 5,0 mm de diâmetro, na superfície à uma profundidade de 5,0 mm, e para o de núcleo, indo até o centro da peça.

Em muitas situações não é possível fazerem-se furos na peça, principalmente no caso do núcleo. Nessa situação, o controle pode ser feito através de corpos de prova de tamanho adequado (Fig. 8).

Independentemente da maneira como é feito o controle, torna-se claro que ele é absolutamente indispensável, e o equipamento escolhido deve permitir a colocação de um número mínimo de termopares para controle do processo. Além disso, o equipamento também deve ter sua uniformidade de temperatura avaliada periodicamente, e isso é feito através de um conjunto maior de termopares, dispostos em toda a extensão da câmara de aquecimento, de modo a possibilitar a medição da temperatura em função do tempo para a maior quantidade de pontos do forno possível.

No caso da indústria de óleo e gás, a norma API – American Petroleum Institute – exige a instalação de no mínimo oito termopares de arraste para a avaliação da uniformidade do equipamento. Já no caso das normas aeroespaciais, em geral mais rigorosas, a exigência atinge doze diferentes pontos.

Para atender a este tipo de requisito, banhos de sais fundidos não são os mais adequados, uma vez que não permitem a instalação sequer de um único termopar na peça. Isso senão não por uma impossibilidade física, mas puramente econômica.

Caso um termopar de arraste seja colocado na peça, no caso de banhos de sais fundidos, ele terá de ser levado até um medidor/coletor de dados, que, obviamente não poderá ser instalado dentro do equipamento. Ficando fora, necessariamente haverá uma região do termopar de arraste que ficará exatamente na interface entre a superfície do banho de sal e a atmosfera externa. Nessa região, devido principalmente è evolução de oxigênio, haverá sério dano ao próprio termopar de arraste (chegando a cortá-lo), impossibilitando seu uso ao menos pelo tempo necessário para acompanhamento de um tratamento térmico. Claro que é sempre possível a instalação de tubos de inconel ou outra superliga, de modo a proteger o termopar nessa região, mas isso pode ter custos elevados, além da dificuldade de manusear o termopar dentro do banho, aumentando os riscos de segurança.

Já no caso de fornos câmara, em geral o projeto destes fornos não prevê saídas para os termopares, obrigando a improvisações, uma vez que os termopares terão de sair da câmara quente, para serem ligados ao equipamento de coleta de dados. Novamente, dificuldades de natureza prática se impõem, mas em algumas situações é possível o seu controle.

Os fornos mais adequados para este tipo de controle são aqueles cujo projeto já prevê a instalação de diversos termopares de arraste, contendo juntas/flanges, através dos quais os termopares são levados para o controlador do forno.

c) Controle do tempo de processo

Da mesma forma que a temperatura, o tempo de processo deve ser controlado a cada etapa do tratamento térmico, de maneira a podermos controlar a velocidade com que as reações metalúrgicas e térmicas ocorrem.

Num processo como a tempera do aço, a fase de aquecimento pode contribuir para aumentar as distorções dimensionais na medida em que, durante esta fase, ocorre a dilatação do aço, e também a transformação metalúrgica conhecida como austenitização, no qual a microestrutura original, constituída de ferrita e perlita na sua maior parte, transforma-se em austenita.

O tempo de processo, a priori, não deve ser nem tão longo que possa causar algum dano à peça e/ou sua microestrutura (por exemplo, crescimento de grão), nem tão curto que não permita que a temperatura atinja uniformemente a extensão possível da peça.

Nessa situação, há uma dependência direta entre a possibilidade de colocação de termopares de arraste e o controle do tempo do processo, uma vez que é através da medida da temperatura que poderemos medir o tempo.

Em geral, quando não há possibilidade de colocação de termopares de arraste, os profissionais de tratamentos térmicos usam um modelo simples, com uma regra relacionando a dimensão da peça ao tempo: 1,0 hora/polegada de espessura ou 3,0 minutos/mm de espessura.

A aplicação desta regra torna-se algo complicada quando a geometria da peça é complexa, alternando regiões finas com regiões mais espessas. Nesse caso, em geral optava-se pela média aproximada, a depender, principalmente da experiência do profissional de tratamento térmico.

Principalmente nos casos de aços ferramenta, os quais envolvem temperaturas substancialmente elevadas (de até 1200°C), o situação torna-se complicada, considerando que, nestes casos, há uma grande sensibilidade do aço à tempos excessivos, levando, frequentemente, à falhas devido a, por exemplo crescimento de grão.

Assim, equipamentos que permitam a colocação de termopares de arraste tornam-se mais e mais imprescindíveis. via de regra, tais equipamentos também tem controladores (PLC) que permitem controlar todas as etapas do tratamento, através da medida da temperatura de cada ponto da peça. Claro que a presença do profissional experiente de tratamento térmico ainda é indispensável, ao menos para estabelecer as diferenças entre superfície e núcleo aceitáveis, ponto a ponto da peça, mas há uma considerável redução no grau de subjetividade, em relação à situação anterior, sem os termopares de arraste.

d) Controle da velocidade de resfriamento

Para cada tipo de aço, há uma velocidade mínima de resfriamento, acima da qual não é possível uma transformação homogênea da microestrutura, e, consequentemente, falhas nas propriedades mecânicas objetivas.

Por exemplo, o NADCA (North American Die Casting Association) estabelece uma taxa de resfriamento mínima para a têmpera do aço AISI H13 premium, largamente utilizado para fabricação de moldes de injeção de alumínio. Esta velocidade mínima é de 28°C/min (Nadca #207-97 – 1997).

Assim, se em muitas situações a velocidade mínima já é algo pré estabelecido, o mesmo não se pode dizer de uma velocidade máxima.

A velocidade máxima poderia ser definida como aquela velocidade de resfriamento acima da qual as distorções dimensionais ficam acima de uma dada necessidade (por exemplo, sobremetal previsto), causando danos algumas vezes irreparáveis.

Assim, para o profissional de tratamento térmico, o ideal é sempre trabalhar dentro da velocidade mínima, de maneira a prevenir surgimento de distorções dimensionais muito acima do tolerável.

Os equipamentos que permitem controlar a taxa de resfriamento, seja de maneira fixa (um valor aproximadamente igual, através do uso da mesma mídia de resfriamento, com os mesmos parâmetros como agitação e/ou aditivos – caso dos óleos e polímeros), ou, na melhor situação, equipamentos que permitam termopares de arraste também na etapa de resfriamento.

Fica claro que esta última situação não pode ser aplicada em equipamentos que tem transferência, por motivos físicos (a dificuldade de carregar também os termopares e transferí-los, sem, no entanto danificá-los ou mesmo tirá-los da posição inicial seria enorme, sem garantias de reprodutividade).

Assim, nesses equipamentos (fornos câmara, banhos de sais fundidos, fornos Seal Quench (SQ) com resfriamento em óleo, fornos contínuos e qualquer outro que envolva movimentação da carga para resfriamento), o ideal é que seja permitida a fixação da taxa de resfriamento, através de controles periódicos (Fig.9).

No aparato da Fig. 9, um corpo metálico de massa conhecida, acoplado à um termopar de arraste é introduzido no meio de austenitização por um tempo pré-determinado, que permita homogeneização da temperatura. Uma vez homogeneizado, ele é rapidamente mergulhado no meio de resfriamento que se deseja medir (banho de sal de resfriamento, por exemplo), e mede-se o tempo até que o medidor de temperatura atinja temperatura da ordem de 500°C. feito isso basta dividir a diferença de temperatura pelo tempo decorrido, e teremos a taxa de resfriamento do meio.

Essa era uma técnica largamente utilizada para tratamentos térmicos em banhos de sais fundidos.

Meios de resfriamento do tipo óleos, largamente utilizados no tratamento térmico de aços carbono, em conjunto com forno do tipo SQ, por exemplo, podem ter sua taxa de resfriamento avaliada periodicamente, através da análise do óleo utilizado.

Resumo

Em resumo, no que se refere ao tipo de equipamento mais adequado para um tratamento térmico, o ideal é podermos selecionar um no qual a movimentação da carga durante todas as etapas do tratamento seja inexistente. Nessa situação, forno a vácuo são os ideais, por permitirem todos os controles acima descritos, com eficiência e exatidão.

Entretanto, para os casos em que essa prática não é possível, e seja necessária a movimentação no mínimo em uma das etapas, deve-se recorrer a artifícios de modo a ter sob controle ao menos parte das variáveis tempo e temperatura.

Seleção do ciclo térmico

Entenda-se por ciclo térmico, todo o ciclo que engloba aquecimento/resfriamento da peça durante o processo de têmpera.

De um modo geral, a literatura traz vasta informação sobre as temperaturas de austenitização mais adequadas para cada tipo de aço, mas é omissa no que se refere à taxa de aquecimento, patamares de pré-aquecimento, tempo necessário para o patamar de tratamento, velocidade de resfriamento e eventuais patamares durante o resfriamento. Todas as etapas citadas são parte integrante do ciclo térmico, e devem fazer parte das preocupações do profissional de tratamentos térmicos, para, entre muitas outras razões, prevenir as distorções dimensionais.

Uma vez fixado o tipo de aço com o qual vai ser confeccionada a peça, está fixada a temperatura de austenitização, em geral definida pelo fabricante do aço, em função principalmente da composição química, ajustada também à aplicação à que se destina o aço.

Cabe então ao projetista, e/ou ao profissional de tratamento térmico, projetar as demais etapas do tratamento.

Tensões residuais

A fase de aquecimento não tem a mesma influência da fase de resfriamento no que se refere à distorções dimensionais, mas na medida em que ocorrem transformações metalúrgicas e também dilatação térmica, há necessariamente o acúmulo de tensões residuais, que podem contribuir para a distorção dimensional líquida ao final do processo.

Quanto mais rápido o aquecimento, maior a quantidade de tensões residuais que vão se acumular no aço. Até temperaturas da ordem de 720°C (quando começa a transformação metalúrgica), ocorre a expansão térmica linear (dl/l). O ideal é que este fenômeno físico ocorra à menor velocidade possível, de forma ao material “acomodar” as tensões residuais.

A Fig. 10 a seguir ilustra a expansão do material durante o aquecimento, e também a sua contração durante o resfriamento.

Durante o aquecimento a expansão é linear até aproximadamente a temperatura de 740°C, quando ocorre uma inflexão. Esta inflexão é devido a transformação metalúrgica da microestrutura ferrita/perlita inicial para austenita. Igualmente temos outra inflexão similar durante o resfriamento, na temperatura aproximada de 350°C, devido à transformação martensítica.

Os efeitos destas transformações de natureza microestrutural serão mais estudados no próximo artigo.

Independente das causas, nota-se uma distorção líquida após terminado o tratamento, uma vez que o ponto de partida não coincide com o ponto de chegada. Pode-se inferir do gráfico que a distorção líquida resultante é de expansão, da ordem de 2,0 µm/m.k.

Como já dito, mais detalhes sobre os fenômenos metalúrgicos envolvidos serão discutidos em capítulo posterior, mas fica claro que tais variações nas dimensões das peças causam tensões residuais, que serão as causas das distorções dimensionais.

As tensões residuais resultantes são agravadas pelas diferenças de temperaturas entre superfície e núcleo que podem atingir valores da ordem de 550°C num dado momento do resfriamento (CP de 100 mm de diâmetro). Tal variação de temperatura resulta tensões residuais da ordem de 1200 mpa, em função da contração estimada em 0,6% em volume[2].

No sentido de reduzir a um mínimo os valores de tensões residuais, o ciclo térmico deve ser projetado de forma a reduzir a um mínimo as velocidades, tanto de aquecimento, como de resfriamento, sem no entanto comprometer os compromissos de custos e propriedades mecânicas resultantes.

Mais uma vez, o equipamento interfere diretamente nestes resultados, uma vez que, havendo a possibilidade de instalação de termopares de arraste, fica muito mais simples e viável o controle das velocidades de resfriamento/aquecimento, dentro de valores compatíveis com as necessidades de projeto e custo.

No caso particular de fornos a vácuo, o fato destes equipamentos possibilitarem a colocação de dois termopares de arraste, um para o núcleo das peças e outro para a superfície, contribui fortemente para a redução das distorções dimensionais líquidas do processo, pois permite aproximar as temperaturas s/n reduzindo as distorções resultantes das tensões residuais originadas por essas diferenças.

A etapa de resfriamento é a mais crítica em termos de distorções dimensionais de têmpera. Nessa fase é que ocorre a transformação martensítica, que responde sozinha por algo em torno de 4,3% de expansão em volume (aços carbono), que, considerado o aço isotrópico, gera aproximadamente 1,5% linear em cada direção do espaço.

Nessas condições, controlar a velocidade do resfriamento é vital, uma vez que, quanto maior a severidade de têmpera, vale dizer, a velocidade de resfriamento, maior será a intensidade das distorções dimensionais resultantes.

A Tabela 1 indica os valores relativos de severidade de tempera, de alguns meios, com agitação variável.

Fornos a vácuo modernos, em sua maior parte usando N2 como gás de resfriamento, em geral tem o fator h situado entre [óleo ou sal] e [ar], o que limita o uso deste tipo de equipamento aos aços ferramenta ou temperabilidade superior.

Sempre tendo em mente que, quanto maior o fator h, maior é a chance de ocorrerem distorções dimensionais acima da expectativa, o projetista/profissional de tratamentos térmicos deve ajustar a circulação/agitação para as necessidades da peça, lembrando aqui que os qualificativos de circulação/agitação da tabela, tem uma componente subjetiva, dependente a experiência destes profissionais.

Dispositivação – A escolha da forma mais adequada de montagem de carga

A Fig. 11 ilustra duas formas de montagem de carga para peças que vão ser temperadas em forno a vácuo.

Qual das duas é a correta em termos de prevenção de distorções dimensionais?

Nos fornos a vácuo, há que se considerar qual o sentido em que o fluxo de gases se movimenta durante o resfriamento. Considerando a construção do tipo de forno em questão, verifica-se que o movimento é longitudinal, no sentido do comprimento do dispositivo de carga (Fig. 11a).

Considerando que a melhor disposição das peças é aquela em que o fluxo de gases é o mais livre possível e que ocorre de forma a envolver toda a peça homogeneamente, conclui-se que a melhor forma é a da Fig. 11a, com as peças em pé, e dispostas no sentido longitudinal, exatamente seguindo a direção do fluxo de gás de resfriamento.

Outra questão que também depõe contra a outra opção (eventualmente mais simples do ponto de vista de trabalho do operador do forno), é que a própria grelha (dispositivo) também sofre distorções durante o tratamento térmico, uma vez que ela é feita de aço (refratário) e, portanto, sujeita às mesmas solicitações de expansão/contração. Assim se dispusermos as peças apoiando-as inteiramente sobre a grelha, há risco da distorção da grelha se propagar pela peça (ela vai acompanhar a movimentação da grelha), intensificando a distorção dimensional líquida.

Evidentemente este tipo de análise de carregamento só pode ser feita em equipamentos que tenham certa versatilidade em termos de dispositivação.

No caso, por exemplo, de banhos de sais fundidos, as opções são extremamente limitadas, pois as peças ao serem na maior parte das vezes carregadas penduradas em arames, não apresentam muitas alternativas (Fig. 12).

Conclusão

Esta componente das distorções dimensionais líquidas no tratamento térmico de tempera, que aqui denominamos causas internas das distorções evitáveis é a que tem a maior interferência do profissional de tratamento térmico/projetista, uma vez que em praticamente todas elas, guardadas as limitações dos equipamentos disponíveis, é dele a decisão pelas opções que se apresentam.

Dessa forma, é de vital importância contar com profissionais de larga experiência, além de bom conhecimento técnico, pois muitas das situações que se apresentam não constam em manuais e/ou guias de procedimentos.

Referências

1. Metals Handbook vol. 4, Heat Treating2. G.E. Dieter, Engineering Design, McGraw-Hill, 19823. Yoshida, Shun, Distorções Dimensionais no Tratamento Térmico dos Aços Ferramenta, curso de Tratamentos Térmicos Bodycote Brasimet, 2006.

Para mais informações, contate Shun Yoshida pelo tel. (11) 2755-7200 ou pelo email shun.yoshida@bodycote.com.

O post Distorções dimensionais – Parte III: Distorções evitáveis apareceu primeiro em Portal Aquecimento Industrial.

As distorções dimensionais inevitáveis podem ser classificadas, conforme visto no capitulo I, como segue abaixo na Fig. 1.

Apesar de não poderem ser eliminadas, as Distorções Inevitáveis podem e devem ser estudadas, de maneira a permitir o tratamento térmico, sem inviabilizar a fabricação do componente. Há diferentes formas de “contornar” o problema, reduzindo os seus efeitos, seja por meio de correções posteriores, seja com alterações de projeto anteriores à etapa de tratamento térmico. É o que veremos a seguir.

Em abcissas, temos a temperatura em cada ponto, e em ordenadas a variação dimensional proporcional correspondente dada pela variação do coeficiente de expansão térmica linear.

Exemplificando, supondo que o corpo de prova submetido à condição do gráfico da Fig. 2 tenha 0,1 m de comprimento, à temperatura de 730°C (ponto B), temos uma expansão:

• do gráfico, à 730°C temos o coeficiente de expansão térmico linear de alfa = 18 µm/m.K;

• Lo = 0,1 m

• T = 730°C = 1003 K

• Delta L = Lo.alfa.DT

• Delta L = 0,1 x 18 x 10-6 x 1003 = 1805 x 10-6 m ou 1,8 mm de variação dimensional (no comprimento).

Cada um dos pontos indicados na figura está descrito na Tabela 1, juntamente à temperatura e variação dimensional ocorrida em relação ao estado inicial.

Do ponto (A) até o ponto (B), durante o aquecimento observamos uma expansão praticamente linear, de 1,8 mm no total, confirmando a conhecida equação da expansão térmica linear:

L = Lo x (1 + alfa x Delta T)

Onde:

L = comprimento final em m

Lo = comprimento inicial em m

alfa = coeficiente de expansão térmico linear em µm/m.K

Delta T = variação da temperatura em K

Do ponto de vista físico, a expansão ocorre devido ao aumento da agitação entre os átomos constituintes do aço em questão, aumentando o espaçamento atômico à medida que aumenta a temperatura. Da mesma forma, ocorre uma contração à medida que o aço esfria.

Assim, caso não houvesse nenhum outro fato interveniente, não deveria haver uma distorção líquida resultante entre o início e o fim do experimento, aqui mostrada pela diferença entre os pontos (A) e (F), totalizando uma distorção líquida de 0,2 mm, no sentido da expansão, uma vez que a temperatura final é a mesma do início.

Entretanto, em muitos materiais de engenharia, e particularmente nos aços, ocorrem alterações alotrópicas (mudanças de fase), cada uma das quais ocupa no espaço um volume distinto. Em outras palavras, quando ocorre uma mudança de fases, há, consequentemente, uma alteração no volume ocupado, gerando uma distorção dimensional, que, obviamente, é irreversível enquanto a nova fase estiver presente.

Assim, no nosso exemplo temos a sequência de eventos conforme a Tabela 2, que mostra dois fatores fundamentais que levam à Distorção Dimensional Líquida, após o tratamento térmico de têmpera: o Fator Térmico, e o Fator Metalúrgico (transformação de fase).

Uma vez que ambos os fatores são de natureza da Física da matéria, não há como evitá-los e sempre que houver a aplicação de um tratamento térmico de têmpera, particularmente sobre um aço, haverá, necessariamente, uma distorção dimensional associada.

Distorções Inevitáveis – O Fator Térmico

Como já visto, a expansão/contração da matéria ocorre naturalmente, devido à agitação dos átomos, que varia segundo a temperatura. Assim, no aquecimento, com o aumento da temperatura, teremos uma expansão associada, enquanto que durante o resfriamento, teremos uma contração.

Cada tipo de material tem seu próprio Coeficiente de Expansão Térmico Linear. A Tabela 3 ilustra o valor do coeficiente para alguns tipos de aço mais comuns.

O conhecimento do fenômeno de expansão linear dos aços em função da temperatura tem um interesse particular na indústria, pois permite calcular a “montagem” de sistemas eixo-furo, muito úteis para aplicações na construção de máquinas.

Entretanto, é importante notar que os valores dados pela tabela são lineares, ou seja, quando se deseja calcular variações de superfície ou mesmo de área, os coeficientes devem ser corrigidos de acordo com a relação:

alfa = ß/2 = gama/3

Onde:

alfa = coeficiente de dilatação térmica linear

ß = coeficiente de dilatação térmica superficial

gama = coeficiente de dilatação térmica volumétrica

Exemplo: Qual a temperatura para a qual devemos aquecer um anel de aço SAE 4340 de diâmetro interno de 300 mm para que seja montado nele um eixo de diâmetro de 301 mm? (Fig. 3)

Solução: O anel deverá dilatar pelo menos de 1,2 mm para permitir montagem do eixo. A equação para calcular a dilatação do anel é:

S=So x (1 + ß x Delta T) => DS/So = ß.Delta T (1)

S = área da superfície interna do anel final

So = área da superfície interna do anel inicial

ß = coeficiente de dilatação térmico superficial = 2 x alfa = 2 x 14.5 µm/m.K = 29.0 µm/m.K

Delta T = T (final) – T (inicial) (assumindo temperatura ambiente)

T (final) é a temperatura desejada.

Calculando:

S = P x d2/4 = 3.14 x (0,3012)2 / 4 = 0,0712 m2

So = P x do2/4 = 3.14 x (0,300)2 / 4 = 0,0706 m2

Delta S/So =(0.0712 – 0.0706)/0.0706 = 0.0085

Substituindo na equação (1):

0.0085 = 29 x 10-6 x (T(final) – 293) =>=> T(final) = 586,10 K => T (final) = 313°C

Assim, o anel deverá ser aquecido à temperatura mínima de 313°C, para que possa expandir até 301,2 mm de diâmetro interno, permitindo o encaixe do eixo (que tem 301 mm). Na prática, o mecânico acaba procurando temperaturas mais elevadas, mas o valor encontrado deve ser considerado um mínimo necessário para a montagem.

A expansão térmica (ou contração), em princípio é homogênea e deve acontecer na mesma intensidade, desde que a temperatura atingida seja a mesma em toda a extensão da peça.

Considerando que a expansão/contração por efeito térmico gera campos de tensões no aço em questão, igualmente, estes campos de tensões deveriam ser homogêneos, uma vez que o efeito térmico deveria ser homogêneo.

Entretanto, na prática, há uma série de fatores que interferem no processo de expansão/contração, gerando heterogeneidades nos campos de tensões e, consequentemente, na intensidade da expansão.

Assim, uma série de variáveis que intervem no processo de expansão/contração do aço durante o tratamento térmico, as quais não podem ser plenamente controladas pelo tratador, é uma das responsáveis pela inevitabilidade do seu efeito final, a saber, a Distorção Dimensional.

Efeito da Geometria

O efeito da geometria sobre a distorção dimensional causada pelo Efeito Térmico está relacionado com a heterogeneidade com que a peça sofre aquecimento/resfriamento. Isso vale tanto para diferenças de massa entre pontos da peça (Fig. 4 ), como para as diferenças sempre presentes entre superfície e núcleo (Fig. 5).

No pino da Fig. 4, a grande diferença de massas vai gerar intenso campo de tensões, principalmente durante o resfriamento, uma vez que a parte mais fina resfria numa velocidade maior que a parte grossa.

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Na Fig. 5, ilustra-se esquematicamente as diferenças entre superfície e núcleo, indicando a diferença de temperaturas S/N, e o consequente surgimento do campo de tensões. Aqui está considerado também a componente metalúrgica (transformação de fase). A linha tracejada no interior da peça representa uma imaginária separação entre superfície e núcleo.

Temos na figura:

(A) Peça completamente austenitizada à temperatura de 800°C homogeneamente expandida em relação ao estado inicial;

(B) Após 1,0 seg. de imersão em água, a superfície contrai a uma velocidade maior que o núcleo. Nessa situação, a superfície induz tensões de compressão no núcleo. Por ação/reação, o núcleo induz tensões de tração na superfície;

(C) Após 5,0 seg. de imersão, a superfície está à 80°C, iniciando a transformação de fase em martensita. A superfície expande, “puxando” o núcleo, ou seja, gerando tensões de tração no núcleo, que responde gerando tensões de compressão na superfície. Na região de separação S/N, linha tracejada, há tendência de “separação” entre as partes. Se houver alguma descontinuidade geométrica (rasgos de chaveta, riscos de usinagem) nessa região, há potencial risco de trincas;

(D) À 25 segundos de imersão, a superfície já atingiu a temperatura ambiente, estando fria, imóvel e dura (pois já transformou-se em martensita). O núcleo inicia sua expansão por transformação martensítica, “empurrando” a superfície. Há formação de campos de compressão na superfície e tração no núcleo;

Mesmo desconsiderando a componente da transformação metalúrgica na Fig. 5, se imaginarmos a mesma sequência de eventos em uma peça real que, em geral, soma diferenças de massa, descontinuidades geométricas e diferenças intensas entre núcleo e superfície, nota-se que os campos de tensões heterogêneos gerados na peça durante o resfriamento causarão distorções dimensionais, as quais não podem ser evitadas.

Na Fig. 6, um corpo de prova de diâmetro 4” é temperado em água, a partir de 850°C. No gráfico superior, a curva C indica a temperatura do núcleo, e a curva S, a superfície. A curva inferior esquerda indica a evolução das tensões térmicas na superfície (curva S) e no núcleo (curva S-). A curva (C-), tracejada, indica a resultante de tensões residuais entre as curvas S e S-.

A diferença de temperaturas entre superfície e núcleo atinge o máximo no tempo “w”, da ordem de 550°C, gerando uma contração térmica linear de 0,6%, correspondendo a uma tensão de intensidade aproximada de 1200 MPA. No tempo “w” a superfície fica submetida a uma tensão de tração de máxima intensidade “a”, enquanto o núcleo atinge o valor “b”. A resultante deste estado de tensões diferenciado entre superfície e núcleo é representada na curva C, indicando no mesmo tempo “w”, a tensão compressiva “c”.

A curva inferior direita indica a evolução das tensões residuais entre núcleo (C) e a superfície (S) resultantes do resfriamento. Note que, de fato, o núcleo fica submetido a tensões de tração, enquanto que a superfície fica à compressão. Este é um fato importante, pois, se consideradas apenas estas condições (desconsiderando as tensões que surgem devido às transformações de natureza metalúrgica), tensões de compressão na superfície são uma dádiva, pois não induzirão propagação de trincas.

Um ponto interessante a notar na curva inferior esquerda é o ponto correspondente ao tempo “u”. Note que há um equilíbrio entre as tensões, “zerando” a resultante. Significa, então, que existe uma combinação tempo/temperatura tal que as tensões residuais têm valor zero, o que seria extremamente conveniente do ponto de vista do fabricante das peças que vão ser temperadas. Bastaria que o profissional de tratamentos térmicos soubesse, sempre, qual seria esta combinação tempo/temperatura, e a aplicasse, interrompendo o tratamento térmico nesse ponto.

Infelizmente essa prática não é possível devido a:

a. O resfriamento continua além do ponto “u”. Mesmo que houvesse a interrupção do tratamento em si neste ponto, em algum momento a peça teria de continuar o seu resfriamento até a temperatura ambiente, portanto gerando novas tensões residuais, as quais poderiam ter sua intensidade reduzida, bastando para isso aplicar uma baixíssima velocidade de resfriamento;

b. Os gráficos acima não consideram as transformações de natureza metalúrgica, as quais, atuando em sentido contrário ao efeito térmico (expansão durante o resfriamento), tem grande efeito nas tensões resultantes alterando o resultado final;

c. A determinação do tempo “u” é extremamente dificultada devido à geometria dos componentes mecânicos na prática. Lembrando que a curva foi levantada medindo-se a temperatura na superfície e no núcleo, não seria possível determinar uma única curva para peças com diferenças de massa (por menores que sejam), nem tampouco encontrar um único tempo para todas as regiões da peça.

Conclui-se nesse ponto que a própria geometria da peça é uma variável fundamental para a questão das distorções dimensionais inevitáveis.

Efeito do Meio de Resfriamento na Têmpera

A relação entre a tensão residual que surge durante ciclos térmicos aplicados a peças metálicas obedece à seguinte equação:

st = E . alfa . Delta T

Onde:

st = tensão térmica

E = módulo de elasticidade (Young)

alfa = coeficiente de dilatação térmico linear

Delta T = variação da temperatura em K.

Ou seja, há uma relação direta entre o gradiente de temperaturas (DT) e a intensidade da tensão residual. O gradiente de temperatura, particularmente considerando a diferença entre superfície e núcleo, é fortemente influenciada, no resfriamento, pelo MEIO utilizado para resfriamento. Grossman [1] determinou um fator, denominado H, que define a Severidade de Têmpera, calculando-a para diferentes meios de resfriamento, dentre os mais utilizados na indústria do tratamento térmico. A Tabela 4 traz estes valores para a Salmoura (solução de água e sais), água, óleo e sais fundidos, e ar. Quanto maior o fator H, mais a velocidade de extração de calor, e portanto, maior a intensidade das tensões residuais e, consequentemente, da distorção inevitável final.

A influência deste fator é ilustrada na Fig. 7, para corpo de prova denominado NAVY C, comparando os efeitos de diferentes meios de têmpera, tanto nas propriedades mecânicas (dureza) após têmpera, como em relação as distorções dimensionais. Os valores já consideram o efeito da transformação metalúrgica.

Uma observação importante é que, mesmo para igual tipo de meio de têmpera, há importantes variações no fator H em função da agitação do meio e também da composição. No caso de óleos, por exemplo, a introdução de aditivos para os mais diferentes fins altera profundamente o valor do coeficiente H.

Bastante notável, na Fig. 7, é a enorme diferença nos valores de distorções dimensionais encontradas quando comparamos a água com os óleos. Por exemplo, na dimensão A a diferença é de praticamente 6 vezes. Outro ponto de fundamental importância é a diferença entre os óleos. Enquanto a diferença entre as distorções dimensionais encontradas não é de grande relevância, há uma grande diferença de durezas (o ensaio foi conduzido com diversos corpos de prova) com o óleo convencional apresentando uma variação (na comparação entre diversos corpos de prova) muito maior que para o óleo rápido. Do ponto de vista de projeto, tanto da peça, como do tratamento térmico, a melhor escolha recai sobre o óleo rápido, enquanto a água é descartada de imediato. Daqui se conclui que a escolha do aço é de fundamental importância, pois a sua seleção deve ser baseada não somente na propriedade mecânica desejada, como também na sua temperabilidade, que definirá quão severo terá de ser o meio de têmpera. Para um aço que só pode atingir as durezas indicadas por meio de têmpera em água, haverá, como consequência natural, uma grande variação dimensional após o processo.

Conclusão

A influência do Fator Térmico nas Distorções Dimensionais Inevitáveis deve ser sempre considerada pelo projetista de maneira a reduzi-la a um mínimo sempre que possível. Igualmente não deve ser negligenciado o risco de trincas, particularmente nas regiões mais frágeis da peça, lembrando que as tensões residuais originadas no ciclo térmico sempre irão se concentrar, primeiro, nas suas áreas mais delgadas.

Como dito, não há como evitar completamente o seu efeito, mas o conhecimento básico dos mecanismos atuantes é de fundamental importância para o projetista e/ou o profissional de tratamento térmico, fazendo a diferença entre viabilizar ou não o componente em questão.

No Capítulo V, encerrando este texto, discutiremos o Fator Metalurgico, completando o tema “Distorções Inevitáveis”.

Referências

1. METALS HANDBOOK, 10th edition, Vol. 4, ASM, 1991, USA;
2. YOSHIDA, Shun, Distorções Dimensionais no Tratamentos Térmicos dos Aços Ferramenta, Curso de Tratamentos Térmicos Bodycote Brasimet, 2006.;
3. METALS HANDBOOK, 10th edition, Vol. 1, ASM, 1991, USA;
4. MEI, Paulo R., e COSTA E SILVA, André Luiz V. da, Aços e Ligas Especiais, 3ª. ed., Ed. Blucher.

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O assunto, complexo por sua natureza, envolve inclusive reações emocionais, pois em muitas situações, a perda do componente em questão é irreversível, dada a intensidade das distorções.

Acusações e questionamentos, particularmente direcionados ao profissional de tratamentos térmicos, chegando inclusive à discussões quanto a natureza pessoal ou mesmo moral deste profissional, estão frequentemente presentes, e, no entanto, a questão distorções dimensionais após tratamento térmico, é uma questão simplesmente natural, que segue regras físicas perfeitamente conhecidas, como, por exemplo, ocongelamento da água.

A água pura atinge seu congelamento a 0ºC, ao nível do mar. Todos tem uma gaveta de gelo em seu refrigerador doméstico, e possivelmente devem ter notado que, após o congelamento, ocorre uma expansão no volume ocupado. Há, de fato, a formação de um “menisco” na superfície do cubo de gelo, impedindo, o perfeito empilhamento dentro de copos, por exemplo. (fig. 1).

A formação deste “menisco” pode ser entendida como uma expansão volumétrica, calculável e previsível, e, de fato, trata-se de uma propriedade intrínseca da substância água, de sofrer uma expansão volumétrica quando muda do estado líquido para o sólido.

No caso dos aços que sofrem tratamento térmico de têmpera, a mudança microestrutural envolvida neste tipo de tratamento (transformação martensítica) tem, como consequência natural a expansão do seu volume, que pode, sob condições controladas, ser calculada e prevista.

Em outras palavras, as distorções encontradas após o tratamento térmico de têmpera, são ocorrências naturais, que não podem ser evitadas e que não dependem de considerações ou desejos humanos, nem tampouco de desvios de natureza moral do profissional de tratamentos térmicos, ou, nas palavras de um grande profissional de tratamentos térmicos, Sr. Franz Sommer [1], “…se não deformou, então é porque o tratamento térmico não foi feito como deveria….”.

Entretanto, se não se pode evitar por completo, há diferentes formas de redução e controle das distorções dimensionais, em níveis que possibilitem sua correção (via usinagem, por exemplo) após o tratamento de têmpera.

O objetivo deste texto é desmistificar o assunto, trazê-lo à luz para que não seja esquecido ou ignorado pelos projetistas e listar, da forma mais prática possível, os métodos e procedimentos que podem, dentro dos limites impostos pela física, reduzir e manter sob controle o fenômeno.

Definição

Entenda-se por distorção dimensional toda e qualquer mudança irreversível nas dimensões de uma dada peça após tratamento térmico de têmpera [2].

A distorção dimensional pode ser classificada em dois grupos:

– distorções que causam alteração nas medidas da peça, de forma irreversível envolvendo expansão ou contração do volume, e mudanças lineares, sem, no entanto causar mudança na sua forma geométrica (fig. 2a);

– distorções que causam alteração de forma, de forma irreversível as quais alteram relações angulares, mudança lineares ou curvaturas da peça em questão (fig. 2b).

Em geral, na prática ambas comparecem ao final do tratamento térmico.

Todo e qualquer processamento de materiais de engenharia que envolva mudanças de têmperatura, causa distorções dimensionais, sejam irreversíveis ou não. O presente texto vai concentrar-se no processamento de têmpera dos aços, por ser esta a causa mais frequente e potencialmente danosa.

Causas das Distorções Dimensionais

Podemos classificar, para efeito didático [3], as causas das distorções dimensionais em dois grandes grupos:

– Distorções evitáveis;
– Distorções inevitáveis.

O grupo das distorções evitáveis engloba os procedimentos, tanto anteriores como os inerentes ao tratamento térmico de têmpera em si. Não se trata aqui de eliminar por completo seu efeito, pois muitas vezes isso ou não é possível, ou é tão custoso que não vale a pena, mas sim de controlar e aplicar procedimentos que reduzam ao mínimo aceitável o seu efeito.

Este grupo pode ter uma sub-classificação como segue:

– Distorções evitáveis internas ao processo de Tratamento Térmico;• Distorções evitáveis externas ao processo de Tratamento Térmico.

O grupo das distorções inevitáveis engloba as causas físicas da distorção dimensional, as quais, como o próprio nome diz, não podem ser evitadas.

Dentro deste grupo, igualmente poderemos sub classificar em:

– Distorções inevitáveis de causa térmica;• Distorções inevitáveis de causa melúrgica.

Em resumo, num quadro sinótico, temos: (figura 3)

O capítulo II, na próxima edição, tratará das distorções evitáveis, listando individualmente as causas e as consequências. As inevitáveis serão tratadas no capítulo III, e finalizando este texto, o capítulo IV tratará dos procedimentos e métodos para reduzir e manter sob controle as distorções dimensionais.

Finalizando este capítulo, introdutório ao assunto, uma mensagem que todo projetista deve ter em mente quando trabalha num projeto de componentes:

“…todo e qualquer componente em aço, que for, em algum momento de sua fabricação, submetido a tratamentos térmicos, sofrerá, necessariamente, distorções dimensionais. Sua previsão, e métodos de controle, deverá ser incluída ainda na fase de projeto do componente, o que contribuirá, em grande parte, para o sucesso do projeto, seja em termos técnicos, seja em termos econômicos…”.

Referências

[1] SOMMER, FRANZ, ex-diretor da Brasimet Comercia e Indústria S.A;
[2] METALS HANDBOOK, 10th Edition, Vol. 4, ASM, 1991, USA;
[3] YOSHIDA, Shun, Curso de Tratamento Térmico Brasimet, 1999, São Paulo, Brasil.

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