A utilização do forno a vácuo para temperar ligas ferrosas está limitada à composição química do aço. No tratamento térmico de ligas ferrosas é muito importante conhecer a composição química destas, pois cada liga tem bem determinado e registrado em literaturas técnicas e folhetos técnicos do fabricante do aço um “mapa” com curvas mostrando o início e o fim da transformação microestrutural do aço. Essas curvas são conhecidas como TTT, Transformação, Tempo e Temperatura. A Fig. 1 apresenta uma curva TTT com as principais linhas que delimitam o início e o fim da reação austenítica e os respectivos produtos microestruturais que podem se formar a partir de determinada condição de extração de calor (taxa de resfriamento – oC/min).

Essa curva relaciona a temperatura (oC) e o tempo (segundos ou minutos, em escala logarítmica) e mostra um importante ponto indicando se o meio de resfriamento selecionado para temperar o aço estaria adequado para produzir a microestrutura martensítica, total ou parcial. Esse ponto na curva TTT da Fig. 1 está sinalizado pela seta vermelha indicando o “tempo de incubação” e a respectiva linha de resfriamento do aço quase tocando a curva de início de transformação austenítica, que produziria “outros produtos” (bainita e ferrita, por exemplo), mantendo a austenita (instável) até encontrar e cruzar a linha de formação martensítica “Mi” (início de formação de martensita) e “Mf” (fim da reação austenita-martensita).

O “tempo de incubação” está relacionado a uma “velocidade crítica” de resfriamento. Dependendo da composição química do aço, esse tempo pode ser “negativo” e nisto o aço não produziria a microestrutura martensita; de outro lado, tempo de incubação pequeno, ou muito grande, representaria poder utilizar com sucesso meios de resfriamento desde água, óleo, polímeros e gás, ou mistura de gases, sob pressão.

O principal elemento químico que produz dureza no aço quando resfriado rapidamente é o “carbono”. Os elementos de liga adicionados ao aço melhoram as propriedades mecânicas, tais como resistência ao desgaste e resistência à corrosão, mas pouco acrescentam à dureza. Contudo, a presença da maioria dos elementos de liga desloca a curva de início de transformação austenítica para a direita, ou seja, aumenta o tempo de incubação para tornar o aço capaz de adquirir máxima dureza até mesmo se resfriado ao ar.

A Fig. 2 é uma ilustração para os principais produtos de microestrutura que se poderia obter numa liga ferrosa aquecida a temperatura de austenitização e com resfriamentos nas condições mostradas pelas linhas 1, 2 e 3.

Portanto, de forma resumida, simples, esses seriam os principais elementos que condicionariam a utilização da tecnologia a vácuo para a operação de têmpera de uma liga ferrosa.

Processos

A utilização da tecnologia a vácuo para a realização de têmpera, como exposto no parágrafo anterior, estaria limitada àquelas ligas ferrosas com elementos químicos deslocando a curva TTT para a direita. As curvas TTT caracterizam situações de transformação em temperatura constante, porém, na realidade dos processos térmicos é necessário conhecer as limitações para o resfriamento contínuo. Para atender à situação real foram desenvolvidas as curvas TRC – Transformação em Resfriamento Contínuo que podem prever a microestrutura e a dureza conforme o resfriamento utilizado. A Fig. 3 apresenta a curva TRC do aço SAE 4340, aço classificado como “construção mecânica”, de baixa composição em liga, ou seja, 0,80% Cromo, 0,30% Molibdênio e 1,80% de Níquel.

A Fig. 4 apresenta a curva TRC do AISI H11, classe de trabalho a quente, sendo 5,0% Cromo, 1,4% Molibdênio e 0,4% Vanádio, que pode manter a austenita instável até alcançar a temperatura de transformação “Mi”. Como pode ser observado, as curvas TRC desses aços, SAE 4340 e AISI H11, mostram tempos de incubação muito bem definidos. A partir dessas informações é possível selecionar o melhor meio de resfriamento para promover a completa transformação austenita-martensita.

Conhecendo-se a curva TRC do aço SAE 4340, tempo de incubação de 10 segundos e a taxa de resfriamento do processo de têmpera a vácuo – ver Capítulo I Manual do Tratamento Térmico -, conclui-se que não seria possível realizar a transformação austenita-martensita completamente utilizando a tecnologia a vácuo. Nesse caso, torna-se mandatório utilizar o resfriamento em óleo, ou banho de sal fundido. A transformação completa da reação austenita-martensita do aço SAE 4340 na tecnologia a vácuo poderia ocorrer em situações de peças de pequenas dimensões e sob elevada pressão de resfriamento com gás inerte ou mistura de gases, por exemplo, nitrogênio+hélio, ou nitrogênio+argônio.

Diferentemente, para o aço AISI H11 a curva TRC mostra que a reação austenita-martensita pode ocorrer mesmo em resfriamento ao ar, pois o “tempo de incubação” é muito grande, ou seja, da ordem de 15 minutos.

Aços para Têmpera a Vácuo

A Tabelas 1, 2 e 3 apresentam alguns dos principais aços utilizados pela indústria do setor metal mecânico que podem utilizar o processo de têmpera a vácuo. Aços de normas nacionais (ABNT), internacionais (SAE, AISI, DIN) e equivalentes com marcas dos respectivos fabricantes.

Já a Tabela 4 apresenta exemplos de aços das normas SAE, ABNT, AISI e marcas de fabricantes que não podem utilizar a “têmpera a vácuo”.

A tecnologia a vácuo também pode realizar tratamentos termoquímicos, tais como Nitretação, Cementação ou Carbonitretação. A principal vantagem do processo de Cementação a Vácuo é a possibilidade de operar em temperaturas mais elevadas e, com isto, reduzir o tempo total de ciclo. A vantagem secundária seria produzir peças limpas e o fácil controle de potencial de carbono. O resfriamento pode acontecer com gás inerte, ou mistura de gases, sob alta pressão.

Processos de nitretação a vácuo podem ser realizados com eficiente controle do potencial de nitrogênio para produzir superfícies com, ou sem, camada branca e consumo reduzido de amônia.

Outro processo possível de se realizar na tecnologia a vácuo é a Martêmpera ou “Isothermal Quenching” (vide parte II, Manual do Tratamento Térmico). A Fig. 5 mostra as curvas de aquecimento e resfriamentos em processo de martêmpera a vácuo para uma peça construída em aço AISI H11 e de grande dimensão e peso. Nesse exemplo, a condução do processo de martêmpera mostra que a temperatura da superfície sofre resfriamento rápido desde a temperatura de austenitização até uma temperatura da ordem de 400oC, quando então a pressão de resfriamento inicial de 6 bar é reduzida para ordem de 2 bar com o objetivo de manter esta temperatura de superfície enquanto o núcleo está em 900oC, aproximadamente. Uma vez reduzida a pressão de resfriamento, a temperatura de superfície ainda sofreria redução, mas sem alcançar a zona de formação martensítica e, logo em seguida, elevação até pouco acima de 400oC em razão do calor proveniente do núcleo.

Caso o resfriamento continuasse direto até alcançar a zona de formação martensítica (–“Mi ~300oC ) com a diferença de 500oC entre superfície e núcleo, seriam elevados os riscos de maior deformação e, principalmente, a nucleação de trincas, e produzir trincas é o que nunca se desejaria em quaisquer processos de resfriamento visando à transformação completa “austenita-martensita”. Para mitigar esses riscos, o processo de martêmpera pode ser realizado e consistiria em manter a temperatura da superfície em torno de 400oC, aguardar a redução da diferença “superfície-núcleo” para a ordem de 100oC e, uma vez esta atingida, retomar a pressão de resfriamento de 6 bar até temperatura de núcleo inferior a 100oC. Nessa terceira etapa do resfriamento ocorre redução das tensões térmicas, permitindo, assim, conduzir com segurança o processo térmico até o final.

A tecnologia a vácuo ainda pode ser aplicada para outros processos térmicos, tais como:

• Solubilização: resfriamento rápido de ligas inoxidáveis austeníticas;

• Brasagem: processo de “soldagem a vácuo” de superfícies ferrosas.

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

[1] Informes Técnicos e Haikais Técnicos Isoflama.

[2] Universidade RGS, Departamento de Engenharia de Materiais.

[3] Tool Steels, Steel Products Manual. Iron and Steel Society, april 1988.

[4] Catálogo técnico Uddeholm.

[5] Catálogo técnico Seco-Warwick.

O post Aços e processos para a tecnologia de vácuo – Parte III apareceu primeiro em Portal Aquecimento Industrial.

Os aços ao cromo da classe trabalho a quente têm excelentes resistência a impacto em altas temperaturas, resistência ao amolecimento durante exposição a altas temperaturas e resistência à fadiga térmica. Essas propriedades são atendidas pelo uso de aço médio carbono e relativa alta concentração de cromo e outros fortes elementos formadores de carbonetos. O médio carbono desse tipo de aço promove tenacidade, proporciona boa resistência em alta temperatura pelo revenimento com precipitação fina e estável dispersão de carbonetos de cromo e vanádio. Os altos teores em elementos de liga contidos proporcionam excelente temperabilidade e permitem endurecimento de grandes seções com a utilização de adequadas taxas de resfriamento [1]. Muitos moldes e matrizes do segmento industrial de forjamento a quente, extrusão de alumínio, injeção de alumínio e plástico são construídos com o aço H13 em função da significativa temperabilidade, boa ductilidade, resistência a quente (amolecimento) e, em particular, resistência à fadiga térmica. O tratamento térmico final de moldes e matrizes construídos em aço para trabalho a quente como o H13, contendo normalmente 5% de Cr e significativa quantidade de outros elementos de liga, requer experiência e compreensão das mudanças de fase e tensões associadas que ocorrem durante o aquecimento e resfriamento. A Tabela 1 apresenta a composição química do aço AISI H13 para a faixa dos principais elementos químicos.

Tratamento Térmico

A modificação das propriedades dos aços é fundamental para o melhor desempenho. A maioria das falhas prematuras de ferramentas é resultado de um tratamento térmico incorreto [2]. Para a têmpera do aço H13 é necessária alta temperatura de austenitização para colocar todos os elementos de liga em solução sólida que estão como carbonetos secundários na condição recozido. A solubilização dos carbonetos é necessária para que os elementos de liga, durante o revenimento ou o trabalho, promovam a precipitação secundária e a resistência a quente do material, como consequência. E quanto mais ligado o aço, maior a quantidade de carbonetos finos que atuam como barreiras ao crescimento de grão e, assim, permitem a utilização de maiores temperaturas de austenitização [2].

Desenhar corretamente a rota dos parâmetros térmicos de aquecimento, manutenção e resfriamento é de vital importância para se obter uma completa e uniforme estrutura martensítica, evitar a formação de bainita, precipitação de carbonetos em contornos de grãos e reduzir a formação excessiva de tensões no endurecimento [3]. A etapa de resfriamento deve ser conduzida com cuidado, uma vez que responde pela qualidade dos resultados quanto à uniformidade microestrutural, dureza e deformação. Um equipamento como o forno a vácuo para esse tratamento térmico deve ser capaz de programar e controlar o resfriamento depois de concluída a etapa de austenitização. Os modernos fornos a vácuo operam com, pelo menos, três termopares, sendo um do forno (fixo) e outros dois móveis para monitorar as temperaturas de superfície e núcleo do bloco. A Fig. 1 mostra o forno a vácuo para carga de até 1000 kg, dimensões 600x600x900 mm e capacidade de resfriamento com gás nitrogênio sob pressão de até 12 bar, utilizado para a têmpera do bloco de aço AISI H13 neste estudo.

Os fornos a vácuo modernos permitem ainda a utilização de um recurso técnico para realizar a operação conhecida como “martêmpera”. Esse recurso poderia ser utilizado naquelas situações de peças com grandes dimensões e variações de forma, com elevado risco de produzir deformações de grandes extensões ou mesmo trincas. A Fig. 2 ilustra a rota de martêmpera, ou “isothermal quenching”, para o forno de têmpera a vácuo, inclusive padronizada pela norma NADCA (North American Die Casting Association – Associação Norte-Americana de Fundição Injetada) quando necessária a sua utilização.

O fluxo de gás durante o resfriamento tem uma influência crítica na taxa de resfriamento do forno, como mostrado na parte I publicada nesta revista na edição Out a Dez 2013. Os bicos injetores de gás nitrogênio dispostos 360° na retorta do forno e em torno do bloco de aço e da porta, promovem um fluxo turbulento de gás com “Número Reynolds” maior que 2300 para altos níveis de extração de calor e asseguram a mais alta taxa de resfriamento [5].

A Têmpera a Vácuo do Bloco de Aço

Os parâmetros de tratamento térmico para aços da classe trabalho a quente foram selecionados como recomendados pelos fabricantes do aço e a execução ditada por normas, tais como NADCA [6], General Motors (GM DC-9999-1) [7] e Ford Motor (Ford AMTD-DC2010) [8]. Essas normas estabelecem procedimentos para a execução dos parâmetros de tratamento térmico, como: a temperatura de austenitização; tempo à temperatura de austenitização; taxas de aquecimento e resfriamento; diferenças permissíveis entre a superfície e núcleo no aquecimento e resfriamento; métodos de colocação de termopares na peça; taxa mínima de resfriamento de 28°C/min na faixa de temperatura 1030 e 540°C; microestruturas aceitáveis ao final do processo e métodos para ensaios mecânicos, entre outros. Enfim, a “receita” do processo é bem definida e o forno a vácuo capaz de executar e reproduzir com sucesso esses parâmetros.

A têmpera a vácuo do bloco de aço H13 de dimensões 406x406x406 mm descrito neste texto e executada conforme os parâmetros recomendados pela norma NADCA nas seguintes principais condições:

– Faixa de temperatura monitorada no resfriamento: 1030 a 540°C;

– Pressão de gás nitrogênio no resfriamento: 9 bar.

Os termopares utilizados para monitorar e registrar o resfriamento foram localizados em todas as superfícies e no núcleo do bloco de aço H13. A Fig. 4 apresenta duas vistas do bloco de aço H13 montado dentro da câmara do forno a vácuo e os respectivos fios de termopares colocados nas superfícies de cinco faces (profundidade 15 mm) e no núcleo (profundidade 200 mm).

O tratamento térmico do aço H13 exige controle estrito de todas as etapas: aquecimento, austenitização e resfriamento. Uma vez colocado o bloco de aço no centro da câmara do forno e todos os termopares corretamente fixados, a porta do forno é fechada para dar início ao processo térmico, como descrito na parte I de texto publicado nesta revista.

A Fig. 5 destaca as curvas obtidas no monitoramento com seis (6) termopares ao total na faixa crítica de temperaturas de 1030 a 540°C. As duas curvas de resfriamento que se destacam para os extremos de mínima e máxima taxa de resfriamento nesse processo, estão localizadas na base do bloco – termopar 4, cor azul claro, face inferior do bloco – com elevada taxa de resfriamento alcançando ~190°C/min; e outro termopar, como seria esperado, no núcleo alcançando a menor velocidade de resfriamento de ~40°C/min. Esses resultados de taxa de resfriamento atendem às normas citadas acima, que regulam o processo térmico de têmpera a vácuo de blocos de aço AISI H13, confirmando, apesar de óbvio, que o núcleo resfria a uma velocidade muito menor que a superfície.

Esses resultados de monitoramento de resfriamento do bloco de aço na faixa de temperatura de 1030 a 540°C mostram também que o resfriamento sob pressão de 9 bar de gás nitrogênio tem “taxas de resfriamento”, para quaisquer pontos do bloco de aço, superiores às mínimas recomendadas pelas normas GM9999-1 e NADCA. O resfriamento do bloco nessas condições evita a transformação perlítica, a precipitação de carbonetos em contornos de grãos e a formação bainítica até determinada profundidade do bloco.

A Fig. 6 apresenta as curvas de resfriamento desse mesmo bloco de aço H13, realizadas em três diferentes tamanhos de câmara de forno a vácuo e sobrepostas ao diagrama TRC – Transformação em Resfriamento Contínuo – do aço H13. Observa-se que, nesse caso, todos os tamanhos de câmara de forno a vácuo indicados nessa Fig. 5 – de 500x600x900 até 1000x1000x1500 mm – apresentam curva de resfriamento com taxas superiores às recomendadas pela norma NADCA, ou seja, dentro do campo à esquerda, limitado pela curva na cor vermelha e entre as curvas “5” e “6” de resfriamentos.

Concluindo, a seleção correta, a construção e o monitoramento do processo térmico mostram que o resfriamento de um bloco de aço AISI H13, dimensões 406x406x406 mm, com têmpera a vácuo nas condições descritas acima, permitem obter a desejável microestrutura na seção transversal com vistas a potencializar as propriedades mecânicas interessantes à aplicação deste aço. E, finalmente, a têmpera a vácuo desse bloco atende às recomendações da norma NADCA.

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[1] Tool Steels, Steel Products Manual. Iron and Steel Society, april 1988.

[2] Efeito das condições de tratamento térmico na microestrutura e propriedades mecânicas de aços ferramentas. Mesquita,R.A; Leiva,D.R; Barbosa,C.A. Villares Metals.

[3] Precision Cooling of Vacuum Heat Treated Hot Work Tool Steel is Critical; J.Kowaleswki; Industrial Heating, p.93-95, September, 2004.

[4] Foto de forno de fabricante Seco-Warwick®, Polônia,PO.

[5] Gráfico de processo térmico de têmpera a vácuo fornecido pela empresa Isoflama, Indaiatuba,SP.

O post Têmpera a vácuo – Parte II: Têmpera a vácuo de bloco de aço AISI H13 apareceu primeiro em Portal Aquecimento Industrial.

A tecnologia a vácuo de aquecimento e resfriamento de metais tem curva de crescimento mundial de utilização, principalmente no Brasil, conforme último senso realizado pela revista Industrial Heating, abr-jun, 2013. Técnicas de monitoramento, controle e registro de parâmetros de processo térmico e zero emissão de poluentes são fatores importantes para a utilização dessa tecnologia com vistas a se produzir os melhores resultados de propriedades mecânicas da liga ferrosa. O processo térmico de aquecimento e resfriamento “rápido” de ligas ferrosas de alto teor em liga para se obter, preferencialmente, a microestrutura martensita utilizando a tecnologia de vácuo esta consagrado na literatura técnica e nos catálogos de fabricantes de aços e de fornos com o nome de “Têmpera a Vácuo”.

A denominação “têmpera a vácuo” é utilizada mundialmente, porém não refletiria corretamente este processo térmico. O resfriamento tem início a partir de uma temperatura denominada “temperatura de austenitização” quando o ambiente da câmara do forno esta em “vácuo”, geralmente da ordem 10-2 mmbar, e nesta etapa é introduzido um gás, ou mistura de gases, nitrogênio, ou nitrogênio e hélio, ou ainda nitrogênio e argônio sob pressão que pode alcançar o máximo previsto pelo projeto do forno. Dessa forma, para ser exato, o nome dessa técnica moderna de resfriamento a que todos se referem como “têmpera a vácuo” deveria ser “têmpera com gás, ou mistura de gases, sob pressão”. O nome “Têmpera a Vácuo” está consagrado na indústria e utilizado neste texto.

O Equipamento [1]

O equipamento utilizado para a têmpera a vácuo é sofisticado e composto de vários e importantes elementos. A câmara do forno é constituída de chapa de aço carbono com pequena variação na composição química para melhorar determinadas propriedades mecânicas, por exemplo, resistência à tração e desgaste. Essa câmara do forno pode ser comparada a uma “panela de pressão” com dupla parede de aço onde no interior corre a água do sistema de refrigeração de maneira a manter a parede externa do forno em temperatura inferior a 40ºC e a interna na temperatura máxima do projeto do vaso de pressão. Quando a energia utilizada para aquecer o aço da peça no interior da câmara é suspensa, a extração do calor da etapa seguinte ocorre através de gás, ou mistura de gases, inerte sob pressão. A Fig. 1 apresenta um corte longitudinal do forno de têmpera a vácuo que permite visualizar os constituintes mais importantes do equipamento.

O equipamento forno “têmpera a vácuo” é constituído basicamente por:

• Vaso de pressão em corpo cilíndrico com dupla parede, por onde recircula água de resfriamento da carcaça;

• Sistema de vácuo formado por duas bombas em série, sendo uma de “palhetas” e outra de “lóbulos”;

• Câmara de aquecimento, ou retorta, composta por uma estrutura metálica de aço resistente ao calor onde se encontra montado em sua parte interna o isolamento térmico de grafite;

• Sistema de aquecimento composto por resistências de grafite;

• Sistema de resfriamento composto por trocador de calor em tubos aletados de cobre ou aço carbono, montado internamente ao forno e externamente à câmara de aquecimento;

• Recirculador de atmosfera de grande potência;

• Painel de controle e registro de processo.

Princípios de Funcionamento

Introduz-se a carga no interior do equipamento através de uma empilhadeira. A carga é apoiada em dois ou mais trilhos de grafite suportados por colunas também de grafite que descarregam o peso da carga diretamente na carcaça metálica. Fecha-se o forno e inicia-se a evacuação da câmara até um vácuo da ordem de 10-2 mmbar e em seguida introduz-se o gás nitrogênio N2 (operação esta denominada purga com vácuo, do inglês “purging”), quando então o aquecimento se inicia.

A transmissão de calor entre uma fonte quente e uma fonte fria em um meio gasoso se dá por dois processos: “radiação” e “convecção”. Pode-se demonstrar que a transmissão de calor por convecção é predominante até 750ºC e acima dessa temperatura por radiação.

Conhecendo-se a curva TRC do aço SAE 4340, tempo de incubação de 10 segundos e a taxa de resfriamento do processo de têmpera a vácuo – ver Capítulo I Manual do Tratamento Térmico -, conclui-se que não seria possível realizar a transformação austenita-martensita completamente utilizando a tecnologia a vácuo. Nesse caso, torna-se mandatório utilizar o resfriamento em óleo, ou banho de sal fundido. A transformação completa da reação austenita-martensita do aço SAE 4340 na tecnologia a vácuo poderia ocorrer em situações de peças de pequenas dimensões e sob elevada pressão de resfriamento com gás inerte ou mistura de gases, por exemplo, nitrogênio+hélio, ou nitrogênio+argônio.

Por esse motivo, quando o forno atinge 750ºC é realizada nova evacuação até um vácuo da ordem de 10-2 mmbar, e o forno segue aquecendo até a temperatura de têmpera, ou temperatura de “austenitização” da liga ferrosa em questão.

Todo o processo é monitorado e controlado por dois termopares que estão montados em um corpo de prova que simula a espessura da peça. Atingida a temperatura de austenitização e contado o tempo de homogeneização de temperatura, o gás nitrogênio armazenado em “buffer” (tanque de nitrogênio gás) com pressão o dobro de projeto da câmara do forno, é injetado na câmara de aquecimento a uma pressão selecionável que vai de 0 até a pressão máxima de projeto do forno. Comercialmente, os fornos de têmpera a vácuo podem ser projetados para pressões da ordem de 2, 6, 10, 12, 15 e 18 bar absoluto.

A severidade do resfriamento é diretamente proporcional a pressão do gás N2. Mais pressão em um mesmo volume representa mais massa de gás para extração de calor. O nitrogênio é recirculado por um ventilador tipo “limit load” de grande potência, passando inicialmente pela carga e em seguida por um trocador de calor (normalmente fluxo cruzado gás/água) para a extração de calor do interior do forno. O gás resfriado volta ao interior da câmara de aquecimento onde retira calor da peça novamente, e assim continuamente, até o resfriamento final. Como o resfriamento na peça não é homogêneo, ou seja, a superfície se resfria muito antes do núcleo e para minimizar deformações e evitar trincas durante a transformação os equipamentos modernos disponibilizam recursos tecnológicos para reproduzir o processo térmico denominado “martêmpera”, ou “isothermal quenching”. Nesse caso, antes de se atingir a linha “Ms” (temperatura limite para o inicio da transformação em martensita), o gás é retirado do interior do forno e o recirculador passa para um estágio inferior de rotação com consequente diminuição da vazão. Quando o monitoramento pelos termopares de arraste no interior do forno, adequadamente colocados para medir as temperaturas de superfície e núcleo, indicar uma diferença de temperatura da ordem de 100ºC entre núcleo e superfície, o gás N2 é injetado novamente até a pressão original do processo de resfriamento e o recirculador acelera gradualmente até a rotação máxima, finalizando o processo de transformação completa da microestrutura. E normalmente o forno libera a abertura da porta quanto a temperatura da peça é, aproximadamente, inferior a 70ºC.

O Resfriamento [3]

O processo térmico “têmpera a vácuo” utilizado para ligas ferrosas com médio a alto teor de elementos de liga poderia, a priori, também ser substituído por técnicas de resfriamento ao ar (forçado, ou não) e produzir microestrutura martensita 100% até determinada espessura e outros microconstituintes, tais como, “bainita” e “perlita”. Para aplicações industriais bem específicas, o resfriamento em “ar forçado” (ventiladores) com equipamentos especialmente construídos, como pode ser visto em “Metals Handbook”[4], poderia ser utilizado em situações quando não fossem requeridas elevadas durezas e presente a exigência de se reduzir riscos de deformação. O resfriamento ao ar, forçado, ou não, é processo térmico denominado “normalização” e a capacidade extração de calor deste, gás nitrogênio sob pressão e óleo está mostrado na Fig. 2 [4].

Entre os gases de resfriamento que podem ser utilizados no forno a vácuo – nitrogênio, argônio, hélio e hidrogênio – o gás nitrogênio é o mais largamente utilizado, apesar de o Hidrogênio e Hélio apresentarem melhor eficiência de resfriamento que o Nitrogênio como mostrado na Fig. 3 [5]. O gás Hidrogênio é explosivo e acima de 1000ºC apresenta propriedades “descarbonetante” (retira carbono da superfície do aço para têmpera). O gás Hélio, por outro lado, é muito caro, economicamente quase inviável, e não facilmente disponível. Em situações bem especiais o gás Hidrogênio poderia ser adicionado ao gás Nitrogênio, mas sem ultrapassar 10% de concentração. O fator básico limitante para a utilização do gás nitrogênio sob pressão normal é o baixo potencial de resfriamento.

A circulação do gás de resfriamento sob pressão também tem sido melhorada, assim como trocadores de calor mais eficientes. Instalações mais modernas de gás de resfriamento têm sido utilizadas nos estudos teóricos e em numerosos experimentos. Utilizando a teoria termodinâmica, Hilpert determinou como o coeficiente de transferência de calor “a“ varia como função da pressão e fluxo da taxa de gás (velocidade do gás) estabelecendo uma relação simples [6].

a = (alfa . omega)mOnde omega é o fluxo de gás (velocidade do gás)p é a pressão do gásm é o expoente determinado empiricamente de valor entre 0,6-0,8

Assim, segue-se que o fluxo de gás e a pressão aumentam o valor do coeficiente “alfa” e, consequentemente, também a taxa de resfriamento. Isso é fisicamente compreensível que se a pressão e a fluxo de gás sofrem incremento também o número de partículas do gás em contato com a superfície do aço. Decorre também dessa expressão que a taxa de resfriamento dos gases não sofre incremento na proporção da pressão. O incremento na pressão, por exemplo, de 1 a 6 bar promove incremento de 3,5 na taxa de resfriamento e não 6,0 vezes. R.Bauer [6] relata que para o gás nitrogênio sob pressão de 1000 hPa (~1 bar) o valor de “alfa“ foi de 100-150 W/K.m2 e para um incremento da pressão foi de 300-400 W/k.m2. Mesmo para valores incrementados de pressão de gás de resfriamento ainda são consideravelmente inferiores que aqueles para óleo de resfriamento, mas próximos dos valores obtidos para sais fundidos e leito fluidizado. Deve ser considerado que esses valores seriam estimativas grosseiras uma vez que a taxa de resfriamento não dependeria apenas da pressão e taxa de fluxo de gás, mas também de vários outros fatores tais como o projeto da fonte do equipamento de gás, trocadores de calor, arranjo e superfície (forma, geometria, relação área / massa) das peças formando a carga do forno.

Existem muitas publicações discutindo vários aspectos, condições, possibilidades e restrições do gás de resfriamento sob pressão em fornos a vácuo. F.Linque e F.Bless [7] discutem a influência do nitrogênio sob pressão, variando de 1 a 5 bar, na taxa de resfriamento do centro de uma amostra de aço S652 (composição química típica de “aço rápido”) de 25 mm diâmetro e 48 mm de comprimento, como mostrado na Fig. 4.

Examinando uma amostra de 100 mm de comprimento de mesmo aço S652, esses pesquisadores mostram como o diâmetro da amostra afeta a taxa de resfriamento e a dureza da superfície e núcleo depois de dois revenimentos a 560ºC, Fig. 5. A Tabela 1 apresenta os resultados obtidos no exame de dureza superfície e núcleo de amostras desse aço nos diferentes diâmetros depois de resfriamento com 5 bar de pressão gás nitrogênio e duplo revenimento a 560ºC. Como se pode observar nessa Tabela 1, mesmo para diâmetros maiores ainda é possível alcançar elevadas durezas.

Esses autores também compararam taxa de resfriamento, dureza obtida e tempo de vida em serviço para cortadores de dimensões 25 x 54 mm e brocas 6,5 x 13,5 mm construídos em aço rápido, arranjados em uma carga de 100 kg no forno a vácuo, submetidos a dois processos térmicos: sob pressão 5 bar de gás nitrogênio e resfriamento em banho de sal a 550ºC [8]. Os resultados – dureza e desempenho – foram praticamente idênticos. A Fig. 6 mostra como o tempo de resfriamento varia com a pressão do gás e diâmetro da amostra de aço e também que o resfriamento com gás sob pressão está entre o óleo e o ar.

A pressão de nitrogênio no resfriamento de aço rápido S652 afeta a dureza em função do diâmetro da barra do aço rápido S652, como pode ser visto na Fig. 7. Esse efeito da pressão de gás no resfriamento pode ser observado para outros tipos de aços de alta liga.

Aços das classes trabalho a quente e a frio também podem ser resfriados por uma corrente de gás nitrogênio de alta pressão. A Fig. 8 apresenta o resfriamento de duas ligas ferrosas, diferentes diâmetros, e respectivas curvas de resfriamento da superfície e núcleo submetidas às pressões 3 e 6 bar. Os resultados mostram que para um mesmo diâmetro, maior pressão de gás de resfriamento resulta em menor tempo de resfriamento para a superfície e núcleo.

A Fig. 9 [10], Giesser et al , mostra que a relação massa-superfície afeta a taxa de resfriamento numa faixa de temperatura de 800 a 500ºC. Nesse caso, interessante observar que quanto maior essa relação menos a pressão de gás afeta o processo de têmpera.

Essas seriam breves considerações teóricas para os principais aspectos do processo de resfriamento de gás inerte sob pressão denominada “têmpera a vácuo”. A parte II deste texto abordará na próxima edição desta revista aspectos práticos para a têmpera de bloco de aço da classe trabalho a quente, dimensões 400 mm, aproximadamente, considerando tanto o resfriamento direto como o “isothermal quenching” (martêmpera).

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

[1] Manz, M.A., Diretor Industrial da Isoflama Indústria e Comercio. Descritivos de fornos Isoflama, / “Seco-Warwick”

[2] Catálogo fabricante de fornos “Seco-Warwick®“

[3] Quenching Theory and Technology, second edition, 2009, pg.423. Edited by Bozidar Liscic; Hans M. Tensi; Lauralice C.F.Canale; George E.Totten

[4] ASM (1969) Metals Handbook, Vol.1, Ed.8., ASM, Metals Park, OH

[5] e [3] Cooling Media and Their Properties, pg.423

[6] Bauer R (1985) Das Harten von hochwertigen Werkzeugen in modernen Vakuumanlagen mit Uberduck-Gasabkuhlung,. HMT, 40(1), 25-34

[7] Linque, F. and Bless, F., Heat Treat. Met.,35,1,1980

[8] Linque, F. and Bless, F (1982) Harten von Werkezeugen in Vakuumofen mit Hochdruck-Gesabsch-reckung, Zeitschrift fur wirtschaftliche Fertigung, 9,1-4

[9] Merlini, N., Trait.Therm.,171,44,1983

[9] e [10] Giesser, H., et al., Heat Treat. Met., 42, 301, 1987

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