Revista Industrial Heating - Out a Dez/2017

BRASIL

The International Journal Of Thermal Processing

Out a Dez 2017

Impressão de Metais em 3D Tratamento Térmico de Metais Impressos em 3D

38

Modificação de Ligas Biomédicas de Titânio por TT

42

TT de Insertos de Assentos de Válvulas em AISI D2

48

Tratamento Criogênico Profundo em Aços Ferramenta

54

A maior e mais conceituada revista da indústria térmica www.revistaih.com.br • www.sfeditora.com.br

o

ário

Quatrodécadas décadaseeainda ainda andando andando forte Três forte

Forno a vácuo com carregamento vertical pelo fundo com área livre de 3250mm de diâmetro x 2100mm de altura, para tratar peças de titânio de 7 toneladas a 1315°C, equipado com uma câmara quente all-metallic.

Parabéns aos clientes G-M e aos empregados G-M Em mais de 40 anos a G-M ENTERPRISES desenvolveu, projetou e fabricou fornos a vácuo e fornos de recobrimento VPA no estado da arte, com performance e qualidade superior, para atender os requisitos demandados pelo mercado.

Suresh Jhawar e os empregados da G-M gostariam de agradecer às empresas e clientes que nos apoiaram e contribuíram para o sucesso apresentado nas últimas quatro décadas.

Para mais informações, contate-nos.

G-M Enterprises 525 Klug Circle, Corona, California 92880, USA Phone 951-340-GMGM (4646) • Fax: 951-340-9090

Presidente

Na Capa: Vaso de HIP abaixado (cortesia da Bodycote)

48

54

38

42

CONTEÚDO

OUT A DEZ 2017 - NÚMERO 37

ARTIGOS 38

Sinterização & Metalurgia do pó

Tratamento Térmico de Metais Impressos em 3D

48

Holly Martin - Colaboradora Técnica; Winchester, Virgínia (EUA)

Tratamento Térmico

Modificação Microestrutural e Superficial de Ligas Biomédicas de Titânio por Tratamento Térmico Diego Rafael Nespeque Correa - Instituto Federal de Educação, Ciência e Tecnologia (IFSP), Sorocaba (SP) Processos de tratamento térmico constituem-se em uma importante ferramenta para o desenvolvimento de ligas biomédicas de titânio. Neste artigo, serão discutidas recentes utilizações do tratamento térmico para o desenvolvimento de novas ligas de titânio para uso como biomateriais.

4 OUT A DEZ 2017

Industrial Heating

Têmpera ao Ar de Insertos de Assentos de Válvulas Obtidos com o Aço Ferramenta AISI D2 Maurilio Pereira Gomes - Instituto de Pesquisas Energéticas e Nucleares (IPEN), São Paulo (SP)

A impressão de metal em 3D, ou manufatura aditiva (MA), é um método de fabricação avançado que abre novas possibilidades para projetar objetos com geometrias otimizadas e peso minimizado usando muito menos material e energia - importantes condutores para um futuro sustentável, eficiência energética de indústria de base.

42

Tratamento Térmico

O objetivo do presente trabalho foi o de tratar termicamente e caracterizar os insertos de assentos de válvulas sinterizados obtidos utilizando-se uma mistura de pós. Essa mistura de pós foi constituída pelo aço ferramenta AISI D2, ferro, sulfato de manganês, carboneto de nióbio, grafite, estearato de zinco e cobre.

54

Aços Ferramenta

Eficácia do Tratamento Criogênico Profundo no Aprimoramento de Propriedades de Aços Ferramenta B. Podgornik, V. Leskovšek - Instituto de Metais e Tecnologia, Universidade de Ljubljana (Eslovênia)

O objetivo foi investigar o efeito do tratamento criogênico profundo nas propriedades dos aços ferramenta, incluindo tenacidade à fratura, capacidade de carga, e resistência ao desgaste e ao mesmo tempo determinar a eficácia do tratamento.

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OUT A DEZ 2017 5

BRASIL

EQUIPE DE EDIÇÃO BRASILEIRA S+F Editora (19) 3288-0437 ISSN 2178-0110 Rua Ipauçu, 178 - Vila Marieta, Campinas (SP) www.sfeditora.com.br www.revistaIH.com.br Udo Fiorini Publisher, udo@revistaih.com.br • (19) 99205-5789 Sunniva Simmelink Diretora, sunniva@revistaih.com.br • (19) 99229-2137 Mariana Maia Diagramação, mariana@revistaih.com.br André Gobi Redação, andre@revistaih.com.br Marcelli Susaki Tradução, redacao@revistaih.com.br

DEPARTAMENTOS

Errata

06 Índice de Anunciantes 12 Indicadores Econômicos 13 Eventos 14 Notícias 14 Pergunte ao Especialista: Cementação 16 Produtos 18 Serviços 36 Pergunte ao Especialista: Revenimento

Na edição número 36, no último parágrafo da coluna Recobrimento, onde se lê “a rugosidade da superfície não pode ser maior que 20”, o correto é “maior que 1/20”.

ÍNDICE DE ANUNCIANTES Empresa

Pág.

AFC-Holcroft

03

www.afc-holcroft.com

Air Products Brasil

17

www.airproducts.com.br

Combustol Fornos

12

www.secowarwick.com

Delphi Automotive Systems do Brasil

61

www.delphi.com

EBRATS

37

www.ebrats.com.br

Darrell Dal Pozzo Senior Group Publisher, dalpozzod@bnpmedia.com • +1 847-405-4044

Embraterm

31

www.embraterm.ind.br

FEIMEC

19

www.feimec.com.br

EDIÇÃO E PRODUÇÃO NOS EUA

Fornos Jung

11

www.jung.com.br

ESCRITÓRIO CORPORATIVO NOS EUA Manor Oak One, Suite 450, 1910 Cochran Road, Pittsburgh, PA, 15220, EUA Fone: +1 412-531-3370 • Fax: +1 412-531-3375 • www.industrialheating.com

Reed Miller Publisher Associado/Editor - M.S. Met. Eng., reed@industrialheating.com • +1 412-306-4360 Bill Mayer Editor Associado, bill@industrialheating.com • +1 412-306-4350 Brent Miller Diretor de Arte, brent@industrialheating.com • +1 412-306-4356 REPRESENTANTE DE PUBLICIDADE NOS EUA Kathy Pisano Diretora de Publicidade, kathy@industrialheating.com +1 412-306-4357 - Fax: +1 412-531-3375 DIRETORES CORPORATIVOS

Contato

G-M Enterprises

2ª Capa

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Grupo Aprenda

4ª Capa

www.grupoaprenda.com.br

HEF-Durferrit

47

www.hef-durferrit.com.br

Infratemp

43

www.infratemp.com.br

Kanthal

23, 41

www.kanthal.com

Keratech Soluções em Refratários

15

www.keratech.com.br

LMTerm

09

www.lmterm.com.br

Mecânica

33

www.mecanica.com.br

Metalurgia

53

www.metalurgia.com.br

MTC TRAT

09

www.mtctrat.com.br

Portal Aquecimento Industrial

05

www.aquecimentoindustrial.com.br

John R. Schrei Edição Rita M. Foumia Estratégia Corporativa Michelle Hucal Implementação de Conteúdo Michael T. Powell Criação Scott Krywko Tecnologia da Informação Lisa L. Paulus Finanças Scott Wolters Conferências e Eventos Marlene Witthoft Recursos Humanos Vincent M. Miconi Produção

PhoenixTM Brasil

27

www.phoenixtm.com.br

Pyromaitre

10

www.pyromaitreovens.com

SMS Elotherm Brasil

29

www.sms-elotherm.com

35

www.synergeticasp.com.br

As opiniões expressadas em artigos, colunas ou pelos entrevistados são de responsabilidade dos autores e não refletem necessariamente a opinião dos editores.

6 OUT A DEZ 2017

Industrial Heating

Synergetica TAV Vacuum Furnaces

3ª Capa

www.tav-alto-vuoto.it

Tecnovip Instrumentos de Medição

51

www.tecnovip.com

Tecpropro

25

www.tecpropro.com

TekBrasil Comércio Internacional

13

www.tekbrasil.com.br

TTI Tratamentos Térmicos Industriais

27

www.ttiplasma.com.br

26

34

CONTEÚDO

OUT A DEZ 2017 - NÚMERO 37

COLUNAS 08 Editorial EUA Premiações

Metalurgia do Pó, MA e

Cerca de uma década atrás, nós demos uma olhada na premiação anual da MPIF (Metal Powder Industries

Federation. Muita coisa mudou neste campo em uma década e pensamos que revisitar esta indústria e a premiação seria de interesse de nossos leitores.

10 Editorial Brasil

Que Venha um Melhor 2018

Temos visto uma reação do mercado, ainda que tímida, mas que já nos dá motivos para vislumbrar dias melhores.

20 Combustão

Purga com Gases Inertes

A purga com gases inertes para admissão e exaustão de

gases e vapores combustíveis em ambientes confinados, são procedimentos de segurança necessários nas

ocasiões de partida/comissionamento e de parada/ descomissionamento.

22 Pesquisa e Desenvolvimento Forjados ou Sinterizados?

Fundidos,

Creio que o carro do futuro ainda terá produtos forjados, fundidos e sinterizados compartilhando espaços com as novas tecnologias, porém em um cenário de demanda

muito alta, isto é, a perda de market share será expressiva.

24 Siderurgia

Automóvel: Quo Vadis, Domine?

Desde o seu advento a indústria automotiva achava que

sua principal ameaça seria o esgotamento das reservas de

petróleo. Mas a evolução contínua da tecnologia de extração dessa matéria prima foi espantando esse fantasma ao longo do tempo.

26 Recobrimento

Revestimento PVD a Arco

Existem três tecnologias básicas de PVD, que se distinguem pelo princípio empregado na vaporização do elemento metálico da camada a partir de um catodo.

28 Simulação Computacional Integradas do Processo

Simulações

O uso de ferramentas computacionais tem ganhado espaço dentro do processo produtivo. Etapas até então consideradas críticas, através da associação de simulações, tiveram o seu comportamento previsto e o seu impacto nas etapas posteriores mensurada.

30 Soldas

TT de Alívio de Tensões Após Soldagem

Nesta coluna, será descrito como fazer os cálculos para o ciclo térmico em uma peça construída por soldagem. Há uma dezena de códigos de construção que normalizam o uso dos TTAT, o ASME é mais antigo e tradicional.

32 Processos Térmicos 4.0 Verde!

Menos Cinza, Mais

Uma das melhores formas de se alinhar à produção sustentável é investir em eficiência energética. Levando em consideração que os três pilares dos negócios verdes são o econômico, o ambiental e o social, a EE tem forte impacto nos dois primeiros.

34 Doutor em Tratamento Térmico

Soldagem por Difusão: Equipamento - Parte II

Muitas operações de soldagem por difusão são conduzidas pela utilização de pesos mortos simples colocados em cima da carga de trabalho, a qual é então colocada dentro do forno em uma placa de base. www.revistalH.com.br

OUT A DEZ 2017 7

EDITORIAL EUA

Metalurgia do Pó, MA e Premiações

C

REED MILLER Associate Publisher/Editor +1 412-306-4360 reed@industrialheating.com

8 OUT A DEZ 2017

erca de uma década atrás, nós demos uma olhada na premiação anual da MPIF (Metal Powder Industries Federation - Federação das Indústrias de Metalurgia do Pó (MP)). Muita coisa mudou neste campo em uma década e pensamos que revisitar esta indústria e a premiação, anunciada durante o POWDERMET 2017 (Conferência Internacional de Metalurgia do Pó), em Las Vegas em junho passado, seria de interesse de nossos leitores.

Na mesma época da premiação, foi revelado o PM Industry Roadmap 2017 (Roteiro para a Indústria de Metalurgia do Pó, documento com diretrizes e visão para esta indústria), que atualizou a versão anterior de 2012. Para aqueles que não estão diretamente envolvidos na indústria, o Sumário Executivo do Roteiro é bem útil. Ele diz: “O processo MP pode ser dividido em quatro categorias: convencional ou prensado e sinterizar; moldagem por injeção de metal; pressão isostática quente ou fria; e fabricação de aditivos metálicos”.

Mesmo sem pretender, o Roteiro indica que a indústria de MP é conduzida por aplicações automotivas. A indústria vê oportunidades de crescimento nos seguintes campos: energia, aeroespacial, setor médico/dentários, elétricos e eletromagnéticos, defesa e produtos industriais e de consumo. “O refinamento e a aceitação da Manufatura Aditiva (MA) aumentarão a demanda por novos e únicos pós metálicos,

Industrial Heating

equipamentos e produtos/aplicações.” O segundo maior mercado de MP atualmente são produtos industriais/de consumo, e a MA provavelmente adicionará a esta posição.

O Roteiro identificou as quatro principais áreas de enfoque das prioridades de tecnologia na próxima década como componentes de MP de alta densidade, processamento de materiais leves, melhora no controle de precisão/rigor/ variação MA do metal. Para MA, o próprio pó em si parece ser o maior desafio. À medida que os requisitos de pó são melhor compreendidos, precisam ser desenvolvidas especificações, adotar padrões de testes e criar diretrizes para reciclagem de pó.

Vencedores dos Prêmios da MPIF A GKN Sinter Metals (multinacional britânica com unidades no Brasil, em SP e no RS) levou o prêmio nas categorias de Transmissão Automotiva e Chassi Automotivo. A parte da transmissão foi uma montagem feita para a nova transmissão 10-marchas da F-150.

A parte do chassi entra em um mecanismo elétrico reclinável para o banco traseiro de uma minivan. Phillips-Medisize (EUA) ganhou o grande prêmio na terceira categoria automotiva (Motores). A peça premiada foi uma de válvula de combustível usada para gás natural comprimido, e foi desenvolvido para a Delphi.

O grande prêmio na categoria Aeroespacial/ Militar foi conquistado pela Dynacast Portland (EUA) por um controle e guia de foguetes desenvolvida para a Raytheon (EUA). A FMS Corporation também ganhou dois grandes prêmios. Um deles por uma roda dentada motriz na categoria Ferramentas Manuais/Recreação, e o outro era um encaixe de aço inoxidável para alavanca hidráulica, na categoria de Motores Industriais/Controles e Hidráulica.

Os dois prêmios finais foram nas categorias de Hardware/Aplicação e Área Médica/ Dental.

EDITORIAL EUA Indo-MIM Pvt. Ltd., da Índia, ganhou na categoria H/A com peças inoxidáveis para uma unidade de controle de temperatura de chuveiro. ARC Group Worldwide (EUA) venceu na categoria M/D com uma peça usada para remover o osso durante a cirurgia do joelho.

Além dos oito vencedores do grande prêmio, foram selecionados outros 10 Prêmios de Distinção. A Industrial Heating felicita todos os vencedores do prêmio deste ano.

Preferências do Leitor A cada dois anos, a IH dos EUA realiza uma pesquisa com seus leitores para descobrir suas preferências. Perguntamos aos leitores se eles sentiam que estariam usando, processando ou produzindo peças de MA nos próximos cinco anos. Um total de 65% dos entrevistados disse que sim ou não tinham certeza.

A maioria dos nossos leitores aprecia informações sobre novos produtos/tecnologias (como MA), bem como nossos artigos e notícias da indústria. 82% dos leitores prefere receber a revista, seja impressa ou a edição digital.

Agradecemos muito o apoio de nossos leitores e anunciantes e estamos ansiosos para um futuro com o fornecimento do melhor conteúdo disponível no setor de processamento térmico de altas temperaturas.

SOLUÇÕES TECNOLÓGICAS PARA FORNOS INDUSTRIAIS l

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OUT A DEZ 2017 9

EDITORIAL BRASIL

Que Venha um Melhor 2018

C

UDO FIORINI Editor 19 99205-5789 udo@revistaIH.com.br

10 OUT A DEZ 2017

aro leitor, nos aproximamos de 2018 mais uma vez com a esperança de um melhor ano novo. É de praxe e, claro, necessário este otimismo, mas temos alguns fatos que o sustentam. Temos visto uma reação do mercado, ainda que tímida, mas que já nos dá motivos para vislumbrar dias melhores.

Os últimos dados divulgados pela Anfavea mostram que novembro foi o melhor mês da história em exportações: o número ficou acima em 28,8% sobre as 56,7 mil unidades de novembro de 2016 e em 18,7% ante as 61,6 mil de outubro deste ano. Com o desempenho no mês, o acumulado do ano atingiu 700,1 mil unidades, alta de 53,3% em relação as 457,4 mil do ano passado.

Outro dado motivador foi divulgado pelo IBGE, atestando que a indústria brasileira vem crescendo de forma gradual, ainda que tímida.

Industrial Heating

Uma expansão de 0,2 por cento em outubro na comparação com o mês anterior, após avanço de 0,3 por cento em setembro. Sobre o mesmo mês de 2016, a alta foi de 5,3 por cento, melhor resultado desde abril de 2013 (+9,8 %).

Ainda sobre os fatos que me fazem crer num 2018 positivo. O Grupo Aprenda, empresa parceira da S+F Editora, realizou no final de novembro o V Seminário de Tecnologias do Forjamento, na Prensas Schuler, em Diadema, e contou com mais de 80 participantes debatendo sobre conhecimento, mercado e inovação, sinalizando que as empresas e profissionais estão se mexendo e buscando alternativas, de olho no que o próximo ano pode trazer. Temos uma matéria resumindo o evento nesta edição.

Para outras notícias do mercado e também para outros eventos, sugiro

EDITORIAL BRASIL ficar atento ao Portal Aquecimento Industrial (www. aquecimentoindustrial.com.br). O Portal, que estreou há pouco mais de um mês compila as principais novidades do setor de aquecimento, com artigos, colunas, artigos, especialistas e muito mais com materiais exclusivos para assinantes. A própria IH agora está hospedada no Portal, visto seu maior alcance. Seja um assinante e fique por dentro de tudo que precisa saber sobre o nosso mercado.

Falando desta edição, é uma chave de ouro para fechar este ano peculiar. Além das nossas tradicionais colunas assinadas pelos principais nomes do ramo, os artigos estão mais do que especiais. Um presente de Natal e tanto. Temos dois vencedores do último TTT - Temas de Tratamento Térmico: “Modificação Microestrutural e Superficial de Ligas Biomédicas de Titânio por Tratamento Térmico”, e “Têmpera ao Ar de Insertos de Assentos de Válvulas Obtidos com o Aço Ferramenta AISI D2”, de Diego Nespeque Correa (IFSP - Sorocaba) e Maurilo (IPEN).

O artigo “Eficácia do Tratamento Criogênico Profundo no Aprimoramento de Propriedades de Aços Ferramenta” é assinado por Vojteh Leskovšek e por Bojan Podgornik, dois professores doutores do Instituto de Metais e Tecnologia da

“Esta edição, é uma chave de ouro para fechar este ano peculiar. Além das nossas tradicionais colunas assinadas pelos principais nomes do ramo, os artigos estão mais do que especiais.”

Universidade de Ljubljana, na Eslovênia.

Peço uma atenção especial ao artigo “Tratamento Térmico de Metais Impressos em 3D”. Assinado por Holly Martin, o artigo mostra como o processo HIP pode ser combinado com tratamentos térmicos. Nos atentemos para como a indústria está se adaptando a esta tecnologia e oferecendo alternativas, evidenciando que este caminho ainda vai se abrir muito para as aplicações de tratamento térmico.

Assim fechamos 2017, trazendo novidades e cumprindo a missão de divulgadores de conhecimento e notícias do setor. Tenho certeza de que 2018 será um ano muito melhor. Feliz Natal e um ótimo ano novo.

Boa leitura e que venha 2018.

www.revistalH.com.br

OUT A DEZ 2017 11

Indústria & Negócios

Novidades

INDICADORES ECONÔMICOS NÚMERO DE CONSULTAS 5,0 4,4

4,0 3,0

NÚMERO DE PEDIDOS 5,0

2,1

2,5

2,0

1,0

1,0

0,0

0,0

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-1,0

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-4,0

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jan a mar/17

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jul a set/17

0,9

1,5

3,2

1) O número de consultas de clientes mudou de Julho para Setembro de 2017? Defina out a dez/16

jan a mar/17

abr a jun/17

jul a set/17

1,4

2,0

1,4

2) O número de pedidos de clientes mudou ponto na escala entre -10 a +10.

0,0

-1,0

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-2,0

-2,0

-3,0

-3,0

-4,0

-4,0

-5,0

1,7

1,7 0,6

1,0

0,0

3) Como mudou a sua carteira de pedidos 1,2

jan a mar/17

abr a jun/17

jul a set/17

de Julho para Setembro de 2017? Defina um ponto na escala entre -10 a +10.

4) Olhando o futuro próximo, na sua opinião, como deve se comportar o mercado da indústria de tecnologias térmicas nos próximos 30 dias?

-5,0 out a dez/16

um ponto na escala entre -10 a +10. de Julho para Setembro de 2017? Defina um

4,0 3,0

0,8

mercado de tecnologias térmicas. Foram feitas as seguintes perguntas aos cadastrados em

FUTURO

3,0 1,0

1,0

5,0

4,0 2,0

1,2

nosso banco de dados:

CARTEIRA 5,0

com os nossos leitores quanto à tendência (de crescimento ou diminuição) dos números do

4,0 3,0

1,5

2,0

Confira o resultado da pesquisa de opinião feita

out a dez/16

jan a mar/17

abr a jun/17

jul a set/17

Defina um ponto na escala entre -10 a +10.

Combustol Fornos Indústria e Comércio Ltda Rua Alberto Belesso, 590 - Lote 3 - Qd C Parque Industrial II, Jundiaí (SP) (11) 3109-5900 vendas.jundiai@combustol.com.br www.combustol.com.br

12 OUT A DEZ 2017

Industrial Heating

Novidades

Indústria & & Negócios

EVENTOS 2018 Março 06-09 Eletro Metal Mecânica Parque de Exposições Tancredo Neves - Chapecó (SC) www.eletrometalmecanica.com.br

Março 14-15 V Seminário de Processos de Tratamentos Térmicos FACENS - Sorocaba (SP) www.grupoaprenda.com.br

Abril 19 I Entenda Lean - Campinas USF (Unidade Swift) - Campinas (SP) www.grupoaprenda.com.br

Abril 24-27 Mecânica Manufacturing Experience Expo Center Norte - São Paulo (SP) www.mecanica.com.br

Abril 24-28 FEIMEC 2018 São Paulo Expo - São Paulo (SP) www.feimec.com.br

Junho 06-07 V Curso de Manutenção e Segurança de Fornos Industriais EATON - Valinhos (SP) www.grupoaprenda.com.br

Agosto 14-17 Euromold Brasil Expoville - Joinville (SC) www.euromoldbrasil.com.br

Setembro 03-05 ExpoAlumínio São Paulo Expo - São Paulo (SP) www.expoaluminio.com.br

Setembro 12-15 Ebrats São Paulo Expo - São Paulo (SP) www.ebrats.com.br

Setembro 26-27 II Engrenagens - Usinagem e Tratamento Térmico www.grupoaprenda.com.br A S+F Editora não se responsabiliza por alterações em data, local e/ou conteúdo dos eventos.

DATAPAQ:

O Estado da Arte em Termografia de Processos a Vácuo, Autoclaves e Fornos com Atmosfera A Datapaq / Fluke acaba de lançar no mercado mundial a versão de registrador com 10 e 20 canais, com um novo software que atrela dentro do ambiente do mesmo as normas vigentes para tratamento térmico, como a CQI-9 a AMS2750 que verificam e validam a uniformidade térmica dos diferentes tipos de fornos.

Especialmente para o mercado Brasileiro lançou a telemetria com rádio frequência com aprovação e certificação da ANATEL.

Agosto 22-23 VI Curso de Introdução ao Tratamento Térmico e Metalografia EATON - Valinhos (SP) www.grupoaprenda.com.br

+ 55 (11) 5016-1921 / +55 (11) 5016-1924 admin@tekbrasil.com.br / tekbrasil@tekbrasil.com.br www.tekbrasil.com.br

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OUT A DEZ 2017 13

Novidades

Indústria PERGUNTE AO ESPECIALISTA & Negócios #CEMENTAÇÃO

PERGUNTA: A esteira + mufla do forno de cementação gasosa pode impactar no início de um processo ? Ou seja, o inox 300 retém inicialmente o carbono da atmosfera cementante? Existe o tal fenômeno de puxar carbono para esteira/mufla?

Henrique Augusto (pelo site da Industrial Heating) RESPOSTA: O que ocorre no início do processamento de peças em fornos com atmosfera quando são novos e/ou passam por reforma é que é necessária uma saturação até que haja equilíbrio nos sistemas (me refiro principalmente à questão de alvenaria).

No conceito em si há uma “absorção” de carbono em todo o ambiente, mas o tempo para saturação depende muito mais da alvenaria “saturando” do que em componentes metálicos. A difusão de carbono vai ocorrer em partes do forno expostas a temperaturas de trabalho, mas não tive algum caso em que este tempo fosse sensível.

Há uma série de fatores ainda que devem ser observados, como tamanho e massa que estamos falando, as temperaturas de trabalho e se é um processo com potencial de carbono elevado.

Antonio Carlos Gomes Técnico em Eletromecânica pela ETE GV; Engenheiro Metalurgista pela FEI; MBA Gestão Empresarial pela FGV; Mestre em Processos Industriais pelo IPT; Especialização eM GESTÃO E LIDERANÇA PELA UNIVERSIDADE DE VIENA (WIRTSChaftsuniversität Wien).

Foi CEO da ASTT Tratamentos Térmicos (Aichelin GmbH) e responsável nas áreas de Tratamentos Térmicos e Engenharia de Processos na ZF do Brasil, Brasimet e Lindberg. Colunista da revista Industrial Heating. Atualmente é responsável pelo FacensTech, pelos núcleos Anthill, FabLab e professor na FACENS. 14 JUL A SET 2017

Industrial Heating

NOTÍCIAS Delphi Technologies se torna independente e foca em Powertrain e Aftermarket A Delphi Technologies se tornou uma empresa independente, representada ativamente na Bolsa de Valores de Nova York. A nova empresa, que se separou da Delphi Automotive, focará em oferecer soluções de propulsão avançada para veículos por meio de sistemas de combustão, software, controles e eletrificação para fabricantes mundiais e clientes de aftermarket.

“Estamos extremamente bem posicionados para atender nossos clientes no mundo todo, atendendo às crescentes exigências regulatórias com relação à economia de combustível e emissões”, declarou Liam Butterworth, recentemente nomeado CEO da Delphi Technologies. “Estamos solidificando o caminho rumo à eletrificação total com nosso portfólio tecnológico consistente, com uma estrutura de custo de alto nível e uma capacidade produtiva geograficamente equilibrada com 20 unidades fabris e 12 centros tecnológicos, em três continentes”.

A cisão desmembra a Delphi Technologies da Delphi Automotive, que a partir de agora passará a se chamar Aptiv (APTV), uma empresa de eletrônica automotiva e tecnologia de segurança avançada.

Os 5.000 engenheiros da Delphi Technologies se concentrarão em soluções para veículos elétricos e motores de combustão interna para os mercados de carros de passeio e veículos comerciais. Ao mesmo tempo, atenderão às futuras necessidades de reparação veicular por meio de sua extensa atuação e integração com o aftermarket.

“Nosso foco no desempenho do veículo nessas áreas passa para o mercado de aftermarket, pois este desempenhará um papel importante no suporte de reparos de veículos para manter essas futuras normas”, disse Butterworth. “A equipe de aftermarket terá acesso exclusivo às equipes de engenharia que estão criando essa tecnologia, o que lhes dará uma vantagem de mercado diferenciada”.

Hyundai realiza recall devido a problema em tratamento térmico Proprietários do Hyundai Santa Fe e Santa Fe Sport nos EUA estão levando seus veículos para recall depois que a montadora identificou um problema nos virabrequins que estava afetando o desempenho dos motores. Até o momento, são 420 veículos Santa Fe e 200 Santa Fe Sport notificados para recall.

A fabricante diz que os conjuntos de virabrequins podem ter sido fabricados com irregularidades nos pinos, o que pode acarretar desgaste nos rolamentos dos motores. Se o veículo continuar rodando com o rolamento do motor desgastado, o motor pode ser danificado até o ponto de deixar de funcionar. O motor havia falhado completamente e não funcionava. Os rolamentos do motor foram atingidos devido a problemas na superfície dos pinos do virabrequim.

Esses problemas do pino do virabrequim foram devido a uma bobina para tratamento térmico que não foi colocada corretamente em uma máquina, resultando em um tratamento térmico insuficiente dos pinos. O recall envolve veículos SUV construídos entre 26 de janeiro e 13 de fevereiro de 2017.

Indústria & Negócios

Novidades

NOTÍCIAS V Seminário de Tecnologia do Forjamento abordou temas pertinentes para o presente e futuro do setor

Mauro Moraes de Souza (FEI), coordenador técnico do Seminário durante palestra para os mais de 80 participantes

Quando profissionais - e empresas - têm consciência de que seu sucesso está estritamente ligado ao conhecimento adquirido e compartilhado com demais profissionais da área, grandes encontros acontecem. Foi o caso V Seminário de Tecnologia do Forjamento, realizado nos dias 29 e 30 de novembro, pelo Grupo Aprenda em parceria com a Prensas Schuler, cujas instalações em Diadema (SP) receberam o evento.

Foram dois dias de aprendizado, troca de informações e ampliação do network, com coordenação técnica do Dr. Ing. Mauro Moraes de Souza (FEI). “Este evento é muito importante, com densidade grande de conteúdo e profissionais muito bons. É o único assim no Brasil. Já estamos na quinta edição com a mesma excelência e estou muito feliz por estar participando. Quem não pôde vir este ano, que não deixe de acompanhar o próximo”, disse Mauro Moraes.

O evento contou com mais de 80 participantes em auditório nas instalações da Prensas Schuler, inaugurado especialmente com a realização do Seminário. “Para nós é uma honra receber este evento e inaugurar este espaço com o Seminário, que vem agregando ano a ano um peso e informação importante ao setor de forjamento, com a participação de muitas empresas e com muitas tecnologias divulgadas e o setor precisa disso”, enfatizou Mauricio Lahuerta, responsável pelo setor de vendas da Schuler.

Os participantes acompanharam palestras sobre temas im-

portantes para o setor proferidas por importantes profissionais nacionais e estrangeiros que abordaram assuntos como Rota 2030, Indústria 4.0, Simulação, Soldagem, Energia e redução de custos, Lubrificação, Matrizes, entre muitos outros.

Além do ciclo de palestras, no primeiro dia houve visita guiada às instalações da Schuler, onde os participantes puderam conhecer desde a área de projetos até a fabricação de prensas, passo a passo.

Marco Yashiro, diretor da Prensas Schuler, ressaltou a importância do evento. “Parabéns ao Grupo Aprenda, pois eventos como este são importantes para mudar a cultura do país, que não dá o valor devido para as indústrias. Por isso, é importante que cada empresa sinta a necessidade de estar atualizada e este evento abre a cabeça dos profissionais. É uma iniciativa que precisa ser continuada”, frisou Yashiro.

O VI Seminário de Tecnologias do Forjamento será realizado nos dias 03 e 04 de dezembro de 2016, na FEI (Faculdade de Engenharia Industrial), em São Bernardo do Campo (SP).

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JUL A SET 2017 15

Indústria & Negócios

Novidades

PRODUTOS Lança de Nitrogênio/Metanol - Atomização Inteligente

Fornos para Tratamento Térmico

Air Products Brasil

Combustol Fornos

A Air Products apresenta a tecnologia Smart Lance, um sistema de atomização para as empresas que utilizam atmosfera de nitrogênio/metanol no tratamento térmico. O equipamento possibilita geração de gotículas mais finas e maior velocidade de atomização no fluxo de metanol, além da formação de uma camada de nitrogênio no tubo atomizador para evitar superaquecimento. O sistema ainda conta com sensor de temperatura e sensor de pressão no tubo, capaz de detectar entupimentos e vazamentos. A integração dos sensores com uma conexão à rede sem fio e armazenamento dos dados em nuvem asseguram o monitoramento e autodiagnostico da lança, para uma operação contínua e segura.

A Divisão de Equipamentos/Unidade de Fornos para Metalurgia da Combustol é voltada para projetos, fabricação, montagem e comissionamento de uma variada gama de fornos que atende aos mais diversos setores industriais, dentre eles fabricantes de autopeças, componentes de alumínio, agrícolas, cerâmicos, indústria aeronáutica, mineradoras e outros. Além disso, também realiza serviços de pós-venda e possui em seu quadro técnicos especializados para “retrofitting”, manutenção e reformas de fornos industriais.

www.airproducts.com.br

Sistemas de Aquecimento Eléctrico Kanthal

Os sistemas de aquecimento elétrico da Kanthal para aplicações como processamento de alumínio e aço produzem reduções significativas no consumo de energia em comparação com sistemas aquecidos a gás. Na verdade, a eficiência líquida dos sistemas de aquecimento elétrico Kanthal é de 70%, em comparação com apenas 20% para o sistema gás.

O design do sistema permite que a radiação seja orientada com mais precisão para a área alvo – tornando-o um método de aquecimento altamente eficiente. www.kanthal.com

Imageamento Térmico em Fornos Infratemp

O Sistema Pyroinc Infratemp/Dias de câmera térmica com inserção é adequado para amplas faixas de temperatura, de 400° a 1800°C. Para uso industrial contínuo, com sistema de retração automática para proteção do sistema. Possui lentes tipo boroscópio com foro motorizado e refrigeradas. É produzido em tubo de aço inox com diâmetro reduzido e possui sistema de purga de ar patenteado. www.infratemp.com.br 16 OUT A DEZ 2017

Industrial Heating

www.combustol.com.br

Pasta Protetiva para Oxidação - Keracarb Keratech Soluções em Refratários

Linha de tintas da Keratech para proteção contra oxidação durante o tratamento térmico de peças fundidas em temperaturas de até 950°C. A tinta Keracarb é específica para ligas de aço inox, enquanto Keracarb-C pode ser usada em ligas de aço carbono e ferro fundido. Previnem a formação de carepas, diminuem a necessidade de sobremetal e reduzem os custos com usinagem pós tratamento. São solúveis em água e podem ser aplicadas com pincel, brocha ou spray. www.keratech.com.br

RingLine -Têmpera de Anéis por Indução SMS Elotherm

A SMS desenvolveu para a têmpera de pistas e engrenagens e anéis de grande porte com até seis metros de diâmetro. Em uniões giratórias de roletes de aplicação geral em máquinas, sistemas de guindaste, geradores eólicos e intervalos de manutenção de desgaste minimizados através da têmpera por indução. Características técnicas: suporte da peça horizontal ou vertical; sequência de trabalho 100% automática comandada por controle NC; têmpera de avanço; resfriamento brusco por ducha; aproximação automática do indutor; controle e regulagem da distância entre peça e indutor durante a têmpera; detecção automática da deformação para o reposicionamento automático do indutor. www.sms-elotherm.com

Indústria & Negócios

Novidades

PRODUTOS Fornos Verticais de Vácuo TAV Vacuum Furnaces SPA

Os fornos verticais da TAV garantem distribuição homogênea da temperatura mesmo para geometrias complexas e densidades de carga muito altas. O sistema é planejado para permitir o carregamento pela parte superior ou pela parte inferior para atender às necessidades do cliente. Eleva cargas longas ou volumosas para transferi-las com rapidez e precisão para a posição desejada. Medição da temperatura mesmo em locais difíceis de alcançar. Graças a sua configuração, os sensores termopares podem ser posicionados com facilidade em toda a carga. www.tav-vacuumfurnaces.com

Equipamento para Sinterização a Alta Pressão Tecpropro

O equipamento da Tecpropro se caracteriza pelo processo em três passos - 1º a extração de ligantes a pressão do ambiente, depois passa ao início da sinterização a pressão do ambiente com alta temperatura, e 3º a sinterização a alta pressão pela compressão e pelo fechamento dos poros. Os materiais são mais fortes nas propriedades mecânicas do que os da sinterização dos processos convencionais sem pressão. O equipamento opera na pressão até 100 bar (opção: 200 bar) e temperaturas até 2200°C. Os volumes variam de 10 dm3 até 500 dm3. www.tecpropro.com

Termógrafos e Software de Medição TekBrasil Comércio Internacional

O termógrafo Oven Tracker XL2 da Datapaq/Fluke é ideal para processos térmicos entre 0 a 300°C. Suas aplicações se destinam a: montadoras de automóveis nas linhas de pintura; fabricantes de tinta a pó e líquida; distribuidores de tintas líquidas e pó; fornecedores de serviços de pintura em baixa e alta temperatura; fabricantes de bobinas pintadas; fabricantes de estufas; indústria fabricante de embalagens metálicas, entre outras.

Para medições de temperatura em processos de alta temperatura, o Sistema Furnace Tracker Insight Survey atende aos requisitos da AMS2750 e CQI-9. A interface traduz de forma gráfica e numérica os conceitos de análise solicitados pela CQI-9 do processo em análise, sendo de fácil configuração. www.tekbrasil.com.br

Coletores de Dados PhoenixTM Brasil

Os coletores de dados da PhoenixTM são projetados para usos em processos industriais. São construídos para operar nos ambientes mais severos, mantendo a precisão em toda a sua faixa de temperatura operacional. A caixa de alumínio resistente e usinada fornece proteção mecânica e à prova d’água dentro de ambiente industrial. Atende às exigências da AMS2750 (última versão) e CQI-9. www.phoenixtm.com

www.revistalH.com.br

OUT A DEZ 2017 17

Indústria & Negócios

Novidades

SERVIÇOS Revestimentos CERTESS™ NITRO

Locação de Instrumentos de Medição

TS Mogi Guaçu

Tecnovip Instrumentação de Medição

Os revestimentos CERTESS™ NITRO da TS Mogi Guaçu são recomendados quando ultra-alta dureza é necessária. O espectro de camadas disponíveis é aplicado a diversos tipos de peças das mais variadas indústrias para solucionar ou evitar, especialmente, o desgaste de componentes ou ferramentas. Dotadas de capacidade para conferir manutenção de dureza superficial em altas temperaturas, evitar a incrustação, facilitar a desmoldagem de peças, manter o fio de corte por longos períodos, as camadas CERTESS™ NITRO garantem a funcionalidade das superfícies onde são aplicadas.

Alguns dos principais ganhos proporcionados pelos revestimentos CERTESS™ NITRO são aumento do período entre manutenções de equipamentos e diminuição de eventos de parada em linhas industriais. www.tsmogiguacu.com.br

A Tecnovip conta com anos de experiência no mercado e com técnicos especializados e capacitados, prestando completa assistência técnica para qualquer um dos produtos oferecidos. Ainda conta com laboratório Acreditado pela Coordenação Geral de Acreditação do Inmetro. Além de oferecer a seus clientes uma ampla gama de serviços de calibração, assistência técnica e instalação de instrumentos de medição, também oferece a locação de instrumentos de medição, auxiliando ainda mais seus clientes. www.tecnovip.com.br

Reforma de Hot Zone LMTerm

Desde sua criação, a LMTerm procura assegurar um serviço de alta qualidade para todos os ramos de Processamento Térmico, inclusive para usuários de todas as marcas de fornos a vácuo e industriais. Contando com um time de profissionais qualificados e com vasta experiência tanto no mercado nacional quanto internacional, atua desde a idealização e realização do projeto, desenvolvimento e fabricação, recondicionamento de câmara térmica, câmara grafite ou metálica. www.lmterm.com.br

Sistema de Gestão da Energia NBR ISO 50001 Synergetica

A Synergetica Sistemas e Processos auxilia no diagnóstico e na implantação da NBR ISO 50001. A implantação da NBR ISO 50001 para certificação pode ser integrada ao seu SGQ ou SGI certificado ou operar como suporte aos indicadores para a gestão das utilidades e área de custos relacionada à produção. A palestra sobre NBR ISO 50001 apresentada pela Synergetica em diversos seminários e distribuído às empresas como um incentivo, apresenta o conceito de assinatura energética de um processo estabelecido e recomenda um comparativo com as melhores práticas. www.synergeticasp.com.br 18 OUT A DEZ 2017

Industrial Heating

Revenimento MTC TRAT

O revenimento é um tratamento térmico realizado posteriormente à têmpera com objetivo de reduzir a fragilidade imposta ao material em decorrência do resfriamento abrupto da têmpera e tensões decorrentes da transformação martensítica. Esse tratamento consiste no aquecimento do material temperado até uma determinada temperatura, permanência nessa temperatura por um determinado período de tempo, e resfriamento posterior que em geral é realizado ao ar, mas em determinados casos deve ser realizado em água. O revenimento em banhos de sais tem sido em diversas ocasiões preferido em função da ótima homogeneidade de temperaturas que proporciona. A MTC TRAT conta com mais de duas décadas de atuação no mercado e profissionais experientes para realização deste procedimento. www.mtctrat.com.br

Tratamento Térmico de Metais TTI – Tratamento Térmico Industrial

A TTI é uma empresa que atua no ramo de tratamentos térmicos de metais localizada em Araquari (SC), tendo como principal serviço oferecido a nitretação a plasma, oferecendo também nitretação a vácuo e pós-oxidação. Em sua unidade de Rolândia (PR), dispõe também dos serviços de têmpera e revenimento. A TTI possui laboratório metalúrgico e entrega e faz a coleta de materiais de seus clientes na região de suas unidades. Atende aos mercados de ferramentais, injeção de alumínio e plástico, extrusão de alumínio e plástico, conformação, corte, dobra e repuxo, além de engrenagens. www.ttiplasma.com.br

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COMBUSTÃO

Purga com Gases Inertes

A

fcorner@uol.com.br Doutor em Energia pela USP, Mestre em Engenharia de Processos Químicos e Bioquímicos pela Mauá, Eng. de Segurança pela UERJ e Eng. Mecânico pela PUC-RJ, consultor senior da ULTRAGAZ.

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mistura inflamável em algum momento e/ou certa região. O risco de ignição desta mistura inflamável, ocorrendo uma fonte ou condição de ignição, pode gerar uma deflagração, explosão ou detonação, dependendo da velocidade de combustão e do consequente acréscimo de pressão no ambiente confinado.

De forma análoga, ambientes com gases ou vapores combustíveis poderão exigir sua drenagem para atmosfera ou queima em flare.

Habitualmente costuma-se considerar como referência os campos de inflamabilidade dos gases combustíveis, considerando suas misturas com ar, cujos limites estão indicados na Tabela 1 para condições ambientais de

% Monóxido de carbono

FERNANDO CÖRNER DA COSTA

purga com gases inertes para admissão e exaustão de gases e vapores combustíveis em ambientes confinados, como fornos com atmosfera controlada, tanques de gás, equipamentos de processo e tubulações, são procedimentos de segurança necessários nas ocasiões de partida/comissionamento e de parada/ descomissionamento. Este procedimento pode ser frequente, como na operação de fornos, ou eventuais nas ocasiões de manutenção, inspeção e ensaios não destrutivos periódicos.

Na admissão de um gás combustível num ambiente confinado com ar em seu interior, existe a condição insegura da formação de uma

LI N 0

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Fig. 1. Triângulos de inflamabilidade para misturas gás-ar-nitrogênio. Fonte: Elaboração própria a partir de ESMERALDO (2017) e JENKIN (1962) 20 OUT A DEZ 2017

Industrial Heating

COMBUSTÃO Tabela 1. Campos de inflamabilidade ao ar Gás

Limites de inflamabilidade ao ar Inferior (LI)% Superior (LS)%

GLP ou Propano

1,8

10,0

Metano

4,4

16,5

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4,0

75,0

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12,5

74,0

Fonte: ESMERALDO (2017) e JENKIN (1962)

Fig. 2. Flare transportável em operação de queima. Fonte: COSTA (2011)

25°C e pressão atmosférica ao nível do mar.

Assim, a tabela mostra que o campo de inflamabilidade do hidrogênio é muito amplo, situando-se entre 4% de hidrogênio + 96% de ar e 75% de hidrogênio + 25% de ar.

Para evitar tal condição insegura com gases combustíveis, preconiza-se a utilização de um gás inerte, geralmente nitrogênio ou gás carbônico, tanto na partida/ comissionamento anteriormente descrito como na purga/ descomissionamento. Assim, para que misturas inflamáveis não sejam formadas em nenhuma etapa e a operação possa ser feita com total segurança, o procedimento não deverá cruzar a área do triângulo de inflamabilidade. A Fig. 1 mostra os triângulos de inflamabilidade (áreas hachuradas) para GLP ou propano, metano, hidrogênio e monóxido de carbono, onde a introdução do nitrogênio como gás inerte gerou uma nova dimensão, transformando o campo de inflamabilidade (linha) em triângulo de inflamabilidade (área).

A Fig. 1 permite uma fácil observação do comportamento de cada procedimento. O segmento A-G representa as misturas de gás e ar. Quando o volume interno está cheio de ar e inicia-se a admissão de gás, a mistura gás-ar desloca-se sobre a reta do ponto A (100% ar) para

o ponto G (100% gás), atravessando assim o triângulo de inflamabilidade, representado pela área hachurada, entre os pontos LI (limite inferior de inflamabilidade) e LS (limite superior de inflamabilidade). A rota oposta neste mesmo segmento de reta, partindo-se do ponto G até o ponto A, representa a purga de um volume interno iniciando com 100% de gás e terminando com 100% de ar. Nestes dois casos não foi usado gás inerte e ocorreu a condição insegura da travessia do triângulo de inflamabilidade, quando poderia haver um acidente caso houvesse uma fonte de ignição como faísca, centelha ou superfície com temperatura elevada.

A alternativa do comissionamento do gás com a aplicação do gás inerte, neste caso nitrogênio, seria representada sobre o segmento A-N, partindo-se do ponto A no sentido de N. Note-se que não seria necessário aplicar o nitrogênio até atingir o ponto N (0% de ar e oxigênio), pois o triângulo de inflamabilidade termina antes. Na rota oposta (purga de gás com nitrogênio antes da aeração), partindo-se do ponto G em direção ao ponto N, pode-se aplicar conceito similar.

Além da inertização, a purga para a atmosfera de misturas de um gás combustível com um gás inerte deve ser feita com o auxílio de um flare (tocha) para sua queima, evitando a emissão de gases combustíveis que poderiam contaminar ou gerar riscos locais. Esse flare pode ser do tipo fixo, de grande porte como existe em refinarias, siderúrgicas integradas, ou de pequeno porte como em fornos de tratamento térmico. Ou, então, do tipo móvel ou transportável - instalado temporariamente apenas durante as ocasiões para purgas eventuais, conforme mostra a Fig. 2.

A instalação do flare transportável exige precauções similares a dos flares fixos, como pilotos com alimentação de gás independente, dispositivos contra retrocesso de chama e distâncias de segurança.

Concluindo, pode-se afirmar que a análise dos processos de purga com gases inertes torna-se mais completa quando se considera o triângulo de inflamabilidade. As estratégias de purga parcial, contornando-se o triângulo sem atravessálo, possibilitam a economia do gás inerte. Mas sempre deve ser considerada uma folga no trajeto de contorno como fator de segurança, pois as mistura gasosas nem sempre se comportam de forma homogênea em todo o volume considerado durante as purgas.

As referências podem ser consultadas online no endereço: http:// aquecimentoindustrial.com.br/purga-com-gases-inertes/ www.revistalH.com.br

OUT A DEZ 2017 21

PESQUISA E DESENVOLVIMENTO

Fundidos, Forjados ou Sinterizados?

E

MARCO ANTONIO COLOSIO marcocolosio@gmail.com Diretor da Regional São Paulo - SAE BRASIL; Chairperson do Simpósio SAE BRASIL de Novos Materiais e da Comissão de Materiais.

Engenheiro Metalurgista e Doutor em Materiais pelo Instituto de Pesquisas Energéticas e Nucleares - USP. Professor titular do curso de Engenharia de Materiais da Fundação Santo André, lecionando diversas disciplinas na área da Metalurgia. Colaborador e associado da SAE BRASIL com mais de 30 anos de experiência no setor automotivo nos campos de especificações de materiais, análise de falhas, P&D e inovações tecnológicas.

22 OUT A DEZ 2017

m tempos em que o mercado está aquecido e a produção impulsionada, poucos pensam em inovar e desenvolver novos produtos para não atrapalhar o foco no produto corrente e já consolidado. Porém, quando as empresas se tornam ociosas, que é o momento de acelarar os investimentos em inovação, porque quando a economia for retomada, essas empresas estarão prontas para se beneficiar da situação de mercado.

Mas enquanto tudo isto é um cenário lógico, não é uma realidade posta em prática.

O que temos visto é uma crise generalizada, com a perda de capacidade de investir para os desafios de um futuro próximo. Por isso, eu gostaria de expor aos leitores a situação de concorrência entre as tecnologias no sentido de se pocisionar no mercado de produtos automotivos, e começo comparando fundidos, forjados e sinterizados, campos que sempre estiveram concorrendo entre si.

Os produtos fundidos foram os que mais sentiram as consequências da crise e impactaram diretamente nos produtores locais, com fechamento de empresas e o sucateamento de linhas de produção e isto refletiu também, como observado, a redução de participantes na última edição da FENAF 2017[1]. O setor de forjados deixou de produzir peças na proporção da queda no volume de produção de veículos e, ainda, as aciarias deixaram de lingotar as matérias-primas e partiram para fechar plantas ociosas. Por fim, a área de Metalurgia dos Pós, mesmo com queda de demanda, foi a que, na média, menos sentiu e impactou suas unidades produtivas diante das novas tecnologias recémchegadas aos nossos motores veículares, que compensaram em volume este momento difícil.

Indo a fundo na questão, a grande força dos forjadores vem das usinas de aço, que conseguem se manter vivas em momentos

Industrial Heating

“Creio que o carro do futuro ainda terá produtos forjados, fundidos e sinterizados compartilhando espaços com as novas tecnologias porém em um cenário de demanda muito alta, isto é, a perda de market share será expressiva” difíceis e certamente estarão empurrando o segmento destes produtos na retomada do mercado, como já temos presenciado, recentemente, o retorno de operação de grandes usinas lingotadoras de aço. Todavia, caso diferente ocorre para os fundidos, que dependem apenas de seus produtos e capacidade instalada. Sem suporte e apoio de base, tem resultado em um enorme endividamento do setor que, sem dúvida, dificultará muito o seu reposicionamento. Já no caso de sinterizadores, apesar da queda do volume também acompanhar o cenário automotivo, as usinas e sistemistas estão bem alinhados e participativos na situação do mercado, como por exemplo as novas gerações de motores e futuras transmissões que estão sendo alavancadoras do setor, sem considerar os sistemas de eletrificação que começam a privilegiar estes materiais.

Para agravar a situação, o endividamento generalizado das empresas leva os departamentos comerciais das montadoras a restringirem os novos negócios e, consequentemente, dificultando em se estabelecer novamente como um player competitivo. Mas diante de tudo isso, como as empresas poderão reverter esta questão e retomar o sucesso em um segmento altamente competitivo?

PESQUISA E DESENVOLVIMENTO As montadoras procuram redução de custo, leveza nos materiais sem comprometer o desempenho do produto e, por isso, mesmo com o mercado estando em baixa, o Programa Brasileiro Inovar-Auto[2] e a Rota 2030[3] estiveram e estarão ditando as regras do mercado automotivo, indiferentemente, diante da crise produtiva. Por isso, enquanto estas empresas têm tentado sobreviver diante das reduções de volume, algumas poucas estão se beneficiando com novos produtos, tecnologia e inovação, e esta nova fase deste programa, que estará sendo oficializado ao final deste ano, dará força aos investimentos em P&D&I e aproximará mais os institutos e universidades ao segmento automotivo, desde que as empresas encontrem o “caminho das pedras” para geração destas iniciativas. Um exemplo: a pergunta que mais tenho feito em meus fóruns é “qual foi a última vez que vocês visitaram a engenharia de uma montadora para propor um novo produto ou uma rota de fabricação?”. A reposta é entristecedora.

Enfim, diante de todo este cenário, o mais difícil é saber como estes três segmentos vão se posicionar na era das tecnologias inovadoras, com os avanços dos produtos de compostos e os vindos da manufatura aditiva, com capacidade de produção e rapidez cada vez maior e um crescimento impressionante. Pergunta similar e inversa feita para as grandes montadoras sempre tem a mesma resposta, ou seja, manter o foco no produto atual e participar ou acompanhar em paralelo as novas tecnologias, para que ocorra uma suave transição ao longo de anos. Portanto, enfatizo que o desespero não deve bater de imediato, porque ainda teremos tempo para levar os produtos atuais por um bom período, até mesmo décadas, dedicando esforços ao nosso “arroz com feijão”, e ao mesmo tempo acompanhar

esta onda tecnológica que vem chegando.

Creio que o carro do futuro ainda terá produtos forjados, fundidos e sinterizados compartilhando espaços com as novas tecnologias, porém em um cenário de demanda muito alta, isto é, a perda de market share será expressiva. Mas o aumento de demanda manterá fortes os negócios, e ainda por final, existirá um aumento relativo na produção destes segmentos, continuando a forma competitiva atual.

A necessidade de compartilhamento tecnológico entre empresas, sistemistas e universidades tem se tornado a grande onda destes novos tempos, com o crescente cooperativismo entre empresas e centros de P&D, visivelmente incentivados pelos orgãos do governo e associações e também, pela presença oportunista de novas empresas privadas facilitadoras deste processo. Não será possível sobreviver estando isolado em seu negócio sem mudar a forma de atuação e estar mais participativo dos fóruns e das necessidades dos clientes. A imagem da realidade futura que temos nos conduz a dizer que tudo que estamos ouvindo sobre o futuro está sendo diariamente revisado e podemos apostar em uma mudança muito mais rápida do que a prevista. Um grande abraço e até a próxima edição da IH. Referência [1] http://www.abifa.org.br/conaf/; [2] http://www.theicct.org/sites/default/files/publications/ICCTupda te_Brazil_InovarAuto_feb2013.pdf; [3] http://www.mdic.gov.br/index.php/noticias/2768-em-evento-na -toyota-igor-calvet-explica-que-nova-politica-favorece-investimen tos-no-setor-automotivo.

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OUT A DEZ 2017 23

SIDERURGIA

Automóvel: Quo Vadis, Domine?

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ANTONIO AUGUSTO GORNI agorni@iron.com.br www.gorni.eng.br Engenheiro de Materiais pela Universidade Federal de São Carlos (1981); Mestre em Engenharia Metalúrgica pela Escola Politécnica da USP (1990); Doutor em Engenharia Mecânica pela Universidade Estadual de Campinas (2001); Especialista em Laminação a Quente. Autor de mais de 200 trabalhos técnicos nas áreas de laminação a quente, desenvolvimento de produtos planos de aço, simulação matemática, tratamento térmico e aciaria.

24 OUT A DEZ 2017

e o lendário Mercury 1948 de meu avô, o primeiro carro da família, milagrosamente saísse do Oblivion e voltasse a circular pelas ruas, não encontraria um ambiente tão diferente assim dos tempos em que saiu da linha de montagem. Afinal, era um carro com motor a explosão, movido a gasolina, dotado de pistões, cárter e caixa de transmissão - ou seja, em sua essência, muito pouco diferente dos carros que rodam atualmente. Isso mostra como é duradoura a tecnologia automotiva desenvolvida no final do século XIX. Obviamente houveram inúmeros aperfeiçoamentos, muitos mecânicos, mas principalmente eletrônicos, que contribuíram para seu aperfeiçoamento e longevidade.

Desde o seu advento a indústria automotiva achava que sua principal ameaça seria o esgotamento das reservas de petróleo. Mas a evolução contínua da tecnologia de extração dessa matéria prima foi espantando esse fantasma ao longo do tempo. Cada pico na cotação no petróleo motivou a exploração de reservas mais distantes e também a evolução da tecnologia de sua extração. O último deles viabilizou a extração de gás natural por fratura hidráulica das rochas de xisto, reconduzindo os EUA. ao clube das potências petrolíferas de primeira grandeza. Portanto, assim como a Idade da Pedra não acabou por falta de pedra, tudo indica que a Era do Petróleo não vai acabar por falta de óleo.

De fato: o fantasma da escassez foi substituído pelo espectro das mudanças climáticas disparadas pela elevação do teor de gás carbônico na atmosfera, situação criada principalmente pelos gases resultantes da queima de combustíveis fósseis. A reação tecnológica foi imediata, com a retomada do uso de biocombustíveis e o início da busca por processos de conversão do gás carbônico em matéria prima para a fabricação de

Industrial Heating

hidrocarbonetos. A criação de um círculo fechado entre geração e consumo do gás carbônico seria a solução ideal, mas a termodinâmica teima em dificultar a versão sintética desse Santo Graal, já que esse gás é uma das substâncias mais estáveis do ponto de vista químico. A Mãe Natureza quebra esse galho através da fotossíntese, mas sempre há um porém: nem sempre o uso dos biocombustíveis é viável economicamente e sempre resta a questão ética de se usar terras para produzir combustíveis ao invés de alimentos para um mundo faminto.

No momento, a alternativa mais popular para esse problema vem sendo o carro elétrico.

Ele não chega a ser novidade: na aurora dos automóveis esse tipo de propulsão rivalizou seriamente com os motores à explosão, até por ser mecanicamente mais simples. Carros elétricos eram os preferidos das senhoras de então, pois, ao contrário do motor à explosão, não havia a necessidade de se dar partida à manivela, algo complicado e que demandava bom esforço físico. Mas o carro elétrico foi derrotado pela baixa capacidade de suas baterias, que não eram capazes de armazenar a mesma quantidade de energia que era proporcionada por um tanque de gasolina de igual volume.

Recentemente têm sido anunciados avanços notáveis, como o modelo 3 da Tesla, que teria autonomia para rodar 500 km com uma carga de bateria. Notícias desse tipo vêm animando vários países - e mesmo fabricantes de automóveis - a propor datas para o término da fabricação de veículos movidos a motores a explosão. Os prazos propostos são ambiciosos, mas a imensa estrutura industrial e comercial baseada nos motores a explosão é um formidável contraponto a essas profecias.

Além disso, de onde virá a eletricidade necessária para movimentar milhões de

SIDERURGIA automóveis? Seria inútil usar carros elétricos se sua energia vier de usinas termelétricas - a geração de gás carbônico só mudaria de lugar. E todas as demais formas de geração de energia elétrica possuem ressalvas do ponto de vista ambiental, em maior ou menor nível de gravidade.

De toda forma, o aumento do grau da eletrificação da mobilidade parece inevitável. Essa mudança radical precisa ser considerada seriamente pela siderurgia, pois o mercado automotivo é um dos seus clientes mais importantes - e, no mundo, há usinas que dependem exclusivamente dele.

Afinal, trata-se da produção em grandes volumes de aços sofisticados, de alta qualidade e valor agregado - ou seja, garantia de bons lucros numa situação de superprodução que não parece que se resolverá a curto prazo.

No caso da siderurgia de produtos planos, não há muita novidade, exceto a exacerbação da necessidade de redução de peso das carrocerias e componentes estruturais dos carros elétricos, já que a autonomia de suas baterias constitui seu principal ponto fraco. Já para os produtores de aços de engenharia e seu principal cliente, o setor metalmecânico, a situação não é promissora: a mecânica de carros elétricos é bem mais simples, pois seus motores simplesmente já se encontram incorporados a um eixo, que pode ser o da própria roda do carro. Por sua vez, um motor a explosão é uma traquitana autodestrutiva, cuja energia vem de pulsos causados por detonações de combustível, a qual tem de ser convertida em propulsão através da movimentação de bielas, virabrequins, caixas de transmissão, eixos e diferenciais; além disso, ele precisa do apoio de sistemas de lubrificação, refrigeração e exaustão.

De repente, com o carro elétrico, tudo isso passa a ser

desnecessário - e o impacto no setor metalomecânico seria profundo, pois a gigantesca demanda por inúmeros componentes mecânicos simplesmente despencaria.

Mas o panorama pode ser ainda mais preocupante, pois mudanças ainda mais radicais na mobilidade estão apontando no horizonte. O carro está deixando de ser um símbolo de status da classe média, particularmente nos países desenvolvidos. Afinal, o custo para se manter um automóvel - entre depreciação, utilização, manutenção e impostos - representa uma fração significativa no orçamento familiar e das empresas. Cada vez mais a independência e liberdade que ele proporciona transformam-se em stress quando se trafega nas grandes cidades ou nas rodovias em fins de semana e feriados.

Por que não, então, pensar na mobilidade de forma mais pragmática e racional, como um serviço ao invés de um bem? As novas tecnologias digitais, que criaram caronas de baixo custo com serviço melhorado, constituem um exemplo dessa nova tendência. Outra é o aluguel de carros a longo prazo a preços mais favoráveis do que os decorrentes de sua posse. Isso podem ser indícios do começo de um processo de desintoxicação automotiva que poderá afetar profundamente o setor, ainda mais se os carros com direção autônoma conseguirem se impor no mercado. Assim como já não mais precisamos ter CDs e DVDs em casa, alugaremos um carro autônomo quando precisarmos nos deslocar e deixaremos as vicissitudes do trajeto por conta dele. Isso certamente irá provocar mudanças profundas na quantidade e tipo de carros que serão vendidos no futuro.

E Gaia agradeceria bastante pela menor carga ecológica imposta ao planeta.

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OUT A DEZ 2017 25

RECOBRIMENTO

Revestimento PVD a Arco

O PAULO VENCOVSKY paulo.pktec@gmail.com Engenheiro Metalurgista pela Escola Politécnica da USP; Mestre em Engenharia pela Escola Politécnica da USP; Pós-Graduado em Administração Industrial pela Fundação Vanzolini da USP. Sócio Proprietário da PKTec Consultoria Ltda com atuação em projetos voltados às áreas de Metalurgia e Engenharia de Superfície.

processo PVD (Physical Vapor Deposition) ocorre dentro de uma câmara sob vácuo, onde o material a ser depositado é inicialmente vaporizado e ionizado formando um plasma. Por diferença de potencial, os íons, de forma pura ou combinados com átomos de nitrogênio e/ ou carbono, são atraídos para a superfície das peças a serem revestidas.

Existem três tecnologias básicas de PVD, que se distinguem pelo princípio empregado na vaporização do elemento metálico da camada a partir de um catodo: arco elétrico, desintegração por bombardeamento com átomos de argônio (sputtering), ou feixe de elétrons.

No presente trabalho abordaremos alguns detalhes do processo de vaporização por arco para a produção de camadas de nitretos metálicos, tais como: TiN, AlTiN e CrN. Vaporização do Elemento Metálico Na parte interna da câmara de revestimento encontram-se os catodos, placas metálicas sólidas, que são a fonte do elemento metálico a ser depositado. Os catodos podem ter forma circular ou retangular e são circundados por uma moldura metálica isolada, que representa o anodo.

Através de um disparador elétrico inicia-se um arco elétrico na superfície do catodo, que se mantém enquanto houver uma diferença de potencial entre o catodo e o anodo. Através de ímãs, o arco é mantido de forma estacionária sobre a superfície do catodo.

Como referência, no processo de vaporização a arco normalmente trabalha-se com voltagens baixas, da ordem de 20 V e correntes altas, da ordem de 100 A. Nas condições de baixa pressão na câmara de revestimento - vácuo - o arco queima em uma área de poucos micrômetros de espessu-

26 OUT A DEZ 2017

Industrial Heating

ra, varrendo de forma aleatória a superfície do catodo, não permanecendo mais do que 40 ns na mesma posição.

A concentração de energia nos focos onde queima o arco é tão intensa - da ordem de 1E9 W/cm2 - que o material do catodo normalmente sublima e ioniza, formando um plasma.

Fluxo do Material do Catodo ao Substrato O substrato, ou seja, as peças a serem revestidas, são carregadas com uma tensão entre 50 e 200 V com uma polaridade oposta à dos átomos metálicos oriundos do catodo. Desta forma, estes íons são atraídos e acelerados

“Nem todo o material do catodo, entretanto, é transferido para o substrato na forma de íons. Cerca de 20% do material consumido do catodo é perdido como átomos vaporizados não ionizados e também na forma de pequenas gotas.” para sua superfície. À medida que o processo avança, o catodo é consumido.

Nem todo o material do catodo, entretanto, é transferido para o substrato na forma de íons. Cerca de 20% do material consumido do catodo é perdido como átomos vaporizados não ionizados e também na forma de pequenas gotas, normalmente conhecidas por droplets, que espirram da superfície do catodo.

Com boas práticas de processo a geração de droplets pode ser minimizada, mas não eliminada. Uma parte destas pequenas gotas acaba atingindo o substrato, imprimindo pequenas imperfeições na camada depositada, que dependendo da intensidade e do tipo de aplicação da peça revestida, podem represen-

RECOBRIMENTO

 Nitretação a

plasma

 Nitretação a

vácuo

 Pós-oxidação  Têmpera e

revenimento

Fig. 1. Catodo a arco em operação

tar uma limitação.

Formação da Camada Previamente à deposição da camada de nitreto metálico, gera-se na câmara de revestimento um plasma de argônio.

Simultaneamente submete-se as peças a uma tensão entre 100 e 1000 V com polaridade oposta à dos íons de argônio.

Esta tensão é regulada de maneira a proporcionar um bombardeamento a nível atômico do substrato. Desta forma, a fina camada de óxido que recobre toda peça metálica é quebrada, expondo o metal base. Como as peças estão sob vácuo, elas não oxidam novamente. Apenas após essa etapa é que se inicia o revestimento.

Devido à alta energia dos íons metálicos, os primeiros que atingem a superfície das peças, penetram alguns nanômetros, promovendo um bom ancoramento da camada e uma transição microestrutural gradativa e homogênea entre o substrato e a camada propriamente dita. A energia de impacto dos íons ao longo do crescimento da camada proporciona uma boa compactação da camada.

No caso da deposição de camadas de nitreto metálico, juntamente com a vaporização do elemento metálico, admite-se nitrogênio gasoso de forma controlada na câmara.

Ao serem expostas ao plasma, as moléculas de nitrogênio também se ionizam e passam a ser atraídas pelo substrato.

Desta maneira forma-se a camada de nitreto metálico, depositada por camadas sucessivas de átomos tanto do elemento metálico, como de nitrogênio.

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OUT A DEZ 2017 27

SIMULAÇÃO COMPUTACIONAL

Simulações Integradas do Processo

A

RAÍSSA A. AGUIAR contato@sixpro.pro Colaboradora da SIXPRO Virtual&Practical Process, empresa especializada em simulação computacional. Técnica em Mecânica Industrial pelo CEFET-MG e estudante de engenharia Mecânica pela UFMG.

s etapas de transformação da matéria-prima até o produto formam uma longa e, na maioria dos casos, complexa cadeia produtiva. Os diversos procedimentos pelos quais o material é submetido até que o mesmo chegue ao seu cliente final demandam um controle rigoroso de qualidade e processo, já que eventuais erros comprometem a cadeia inteira e o prejuízo pode ser considerável.

Nesse contexto, o uso de ferramentas computacionais tem ganhado espaço dentro do processo produtivo. Etapas até então consideradas críticas e com influência nos processos subsequentes puderam, através da associação de simulações, ter o seu comportamento previsto e o seu impacto nas etapas posteriores mensurada e, não raramente, atenuada.

A exemplo dessa associação de simulações, pode-se citar a aplicação da ferramenta computacional no processo de forjamento seguido de têmpera. No que diz respeito ao forjamento, através da simulação, é possível traçar a distribuição de temperatura ao longo da peça durante a conformação, além de ser possível prever defeitos que são comuns ao processo, como por exemplo o dobramento ou a falta de preenchimento, gerados durante o escoamento plástico do material. No caso do tratamento térmico, etapa posterior ao forjamento, é

possível obter resultados de caráter metalúrgico e mecânico, como microestruturas, tensões e distorções, permitindo avaliar de maneira simples opções de otimização do processo.

Apresenta-se nas Figs. 1, 2 e 3 alguns resultados das simulações de forjamento e de têmpera em uma flange de aço AISI 1045 (obtido via JMatPro). A Fig. 1 apresenta o resultado da distribuição de temperatura na peça logo após a conformação a 1100°C. É possível observar que ao final do processo a região que esteve em contato com a matriz inferior teve uma menor temperatura, proveniente da transferência de calor da peça com a ferramenta. Também é possível observar que nas regiões onde ocorreram maior deformação houve um aumento de temperatura, sendo claro o gradiente térmico existente na peça após a conformação. Através do resultado descrito, pode-se dizer que a peça sai do forjamento a uma alta temperatura sendo possível estudar um posterior e imediato tratamento térmico. Essa sequência de processos seria uma alternativa durante a fabricação quando a geometria forjada é muito próxima da geometria final ou mesmo quando não há uma usinagem de acabamento pós-conformação.

Antes de ser submetida à têmpera, logo após ser forjada e rebarbada, considerou-se que a flange foi resfriada ao ar até a temperatura 1350

1180

1090

1000 Fig. 1. Visualização da distribuição de temperatura na flange após o forjamento: (a) chão de fábrica e (b) simulação com rebarba 28 OUT A DEZ 2017

Industrial Heating

Temperatura (°C)

1260

SIMULAÇÃO COMPUTACIONAL 55

1.0

0.25

46 38 29

0.00

Dureza (HRC)

0.50

Martensita (fração)

0.75

20

Fig. 2. Martensita formada no tratamento térmico de têmpera

Fig. 3. Distribuição de dureza após tratamento térmico

ambiente. Na Fig. 2. é apresentado um resultado de microestrutura (fração volumétrica de martensita) presente na flange após a simulação do tratamento térmico de têmpera em água. Observa-se que as regiões externas, aquelas que tiveram contato direto com o meio, resfriaram mais rapidamente formando martensita, enquanto o núcleo teve menor quantidade do constituinte.

Por último, apresenta-se na Fig.3 a distribuição da dureza na flange após a têmpera. É possível observar, em conjunto com o resultado de microestrutura, que a região de maior dureza foi aquela com maior percentual de martensita, enquanto as regiões no interior da flange tiveram o seu valor de dureza decrescido de forma gradual em acordo com a quantidade volumétrica de

martensita presente naquela região. Logo, foi possível avaliar se o tratamento térmico proposto alcançou o seu objetivo e se há possibilidades de otimização do processo através da variação de parâmetros, sem prejudicar as propriedades finais da peça.

Diante de tudo isso, o uso de simulações se mostra uma boa prática na otimização e na previsão das possíveis nãoconformidades que possam ocorrer durante toda a fabricação.

Tendo em vista a capacidade de se prever o comportamento da peça em cada etapa, é possível variar computacionalmente os parâmetros de processo de maneira a auxiliar no encontro de uma configuração que elimine os problemas e defeitos. Dessa forma, há um ganho em cada etapa do processo produtivo, contribuindo em toda a cadeia produtiva.

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OUT A DEZ 2017 29

SOLDAS

TT de Alívio de Tensões Após Soldagem

C

EDSON URTADO edson.urtado@gmail.com Engenheiro mecânico, especialista em soldagem e fabricação mecânica, atua na área de soldagem há 20 anos.

Professor do SENAI-SP e de Cursos de pós-graduação em Engenharia de Soldagem.

LUIZ GIMENES JR

omo Cálcular Conforme Códigos de Construção A finalidade do Tratamento Térmico de alívio de tensões (TTAT) após operações de soldagem foi explicado nas colunas anteriores e também como são executados. Neste artigo, será descrito como fazer os cálculos para o ciclo térmico em uma peça construída por soldagem.

Há uma dezena de códigos de construção que normalizam o uso dos TTAT, o ASME (American Society of Mechanical Enginners) é mais antigo e tradicional código que especifica os TTAT. É um código empregado para a construção de caldeiras e vasos sob pressão construídos nas mais diversas formas e materiais. O artigo abordará somente os fabricados para os aços ao carbono e carbono manganês.

Em muitas construções, o TTAT pode ser uma operação opcional ou obrigatória.

Nesse caso o código deverá ser consultado, em muitas operações posteriores, como a de usinagem, é necessário o emprego para dar estabilidade dimensional.

Uma vez escolhido o método ou os métodos para executar o TTAT que podem

ser em fornos ou localizados em uma única junta soldada, podendo haver mais de uma operação em um único equipamento é realizado o cálculo do ciclo térmico, para o qual deve-se conhecer previamente as dimensões do equipamento, como a largura, a altura e o diâmetro, bem como as dimensões do forno e o tipo de material do equipamento (vaso de pressão). Outro ponto, deve-se levar em consideração se o equipamento pode ser transportado em uma única peça da fábrica até o local da montagem, se há capacidade de manuseio na fábrica, etc., pois pode haver a necessidade de se fazer a operação em partes e ou em várias sequências.

Na Tabela 1 a seguir, estão indicados os principais parâmetros empregados no TTAT, conforme o código ASME seção VIII divisão Normas AWS D1.1, (American Welding Society) e a BS (British Standard).

• As temperaturas indicadas são para aços ao carbono ou carbono mânganes.

• P = 1h para cada 25,4 mm (1 pol) de espessura nominal En, ou fração se menor que 1 pol, considerar no mínimo 15 minutos.

Os principais parâmetros a serem considerados, e os que mais influenciam na

gimenes@infosolda.com.br Tecnólogo em soldagem, inspetor de soldagem CWI, engenheiro internacional de soldagem (IIW), especialista em materiais, atua na área de soldagem há 30 anos.

Professor da FATEC-SP, Gerente Geral do INFOSOLDA e co-autor do livro SOLDAGEM (coleção Senai).

T (°C) Temperatura de patamar ≠P

Ta

Tr Tempo (t)

≠a

≠r

Ti

T f t (h)

Fig. 1. Gráfico esquemático de um ciclo térmico típico de tratamento térmico de alívio de tensões 30 OUT A DEZ 2017

Industrial Heating

SOLDAS Tabela 1 Medida ou razão

Valor

ASME

AWS

BS

Temperatura inicial de controle (Ti)

°C

Máximo

427

315

400

Taxa de aquecimento (Ta)

°C/h

Máximo

222

220

220

Taxa de resfriamento (Tr)

°C/h

Máximo

278

260

275

Temperatura de patamar (P)

°C

Mínimo

595

590 a 650

580 a 620

Parâmetros de tratamento térmico de alívio de tensões

Tempo de permanência (t)

h

Mínimo

(*)

(*)

(*)

Temperatura final de controle (Tf)

°C

Mínimo

427

315

400

Diferença de termopares no aquec. (≠a) (≠,r)

°C

Máximo

139

140

150

Diferença entre termopares no patamar (≠p)

°C

Mínimo

83

83

40

Distância entre termopares (d)

a cada metro

Maximo

4,6

4,6

4,5

diminuição das tensões internas são a temperatura e o tempo de patamar. Esses dois parâmetros devem ser alcançados e controlados para o sucesso dessa operação. A Fig. 1 ilustra todos os paramentos que devem ser considerados no TTAT. A Temperatura (T) e o tempo (t) são regidos pela determinação da espessura nominal (En), que é determinado pela maior espessura soldada no equipamento ou a garganta efetiva da solda. Normalmente será de 1 hora para cada polegada de espessura, sendo essa taxa válida até duas polegadas. Acima desta deve-se consultar o código para cálculos mais exatos.

Para determinar a axa de aquecimento (Ta) e Taxa de resfriamento (Tr), é necessário conhecer qual a maior espessura envolvida, que muitas vezes é a mesma que foi soldada. Por exemplo, para vasos sob pressão, considera-se o maior entre o casco e o tampo.

Outros parâmetros para o cálculo são de igual importância e contemplados no processo de cálculo: Temperatura inicial de controle (Ti), Temperatura final de controle (Tf), Diferença de temperatura entre termopares no aquecimento (≠a) ou Diferença de temperatura no resfriamento (≠r), Diferenças de temperatura entre termopares no patamar (≠p).

Os termopares são pontos de temperatura em uma certa região do equipamento, obtido através de fixação temporária na face do conjunto soldado, a quantidade

8

4

7

2

3

5 7 1

6

9

1

2

3

4

5

6

7

8

9

Fig. 2. Flare transportável em operação de queima. Fonte: COSTA (2011)

(d) é definida pela distância entre eles. Ao todo deve-se calcular 10 parâmetros para um bom procedimento de TTAT. Na Fig. 2, há uma ilustração de um típico ciclo térmico de alivio de tensões. A temperatura atingida foi de aproximadamente de 620°C por uma hora, ou seja, apropriado para um junta soldada com penetração total de 1 polegada de espessura (25 mm).

A ilustração da Fig. 2, apresenta um gráfico real típico com três termopares nas cores verde, azul e vermelho.

No eixo X vê-se o tempo em horas com subdivisão de 30 minutos, no eixo Y observa-se a temperatura com intervalo de 0°C até 1000°C com subdivisão de 25°C.

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OUT A DEZ 2017 31

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CLAUDIO H. GOLDBACH chg@perfiltermico.com.br www.perfiltermico.com.br www.termica.solutions Engenheiro Químico com pós em Gerenciamento Ambiental na Indústria, ambos pela UFPR. Diretor da Perfil Térmico Aquecimento e Isolamento Industrial Ltda., fundador da TERMIA Technology Corporation USA e Business Developer da TERMICA Solutions.

32 OUT A DEZ 2017

compromisso que o Brasil assumiu no Acordo de Paris é de reduzir em 37% as emissões de carbono até 2025, comparando com as emissões de 2005.

Isso significa que temos o compromisso de produzir de uma forma muito mais sustentável.

Uma das melhores formas de se alinhar à produção sustentável é investir em eficiência energética (EE). Levando em consideração que os três pilares dos negócios verdes são o econômico, o ambiental e o social, a EE tem forte impacto nos dois primeiros. Pode não fazer sentido, em um primeiro momento, ligar processos térmicos 4.0 à sustentabilidade, mas tenho convicção de que uniremos estes pontos nos próximos parágrafos.

A eficiência térmica de um forno industrial compara o quanto de energia se necessita teoricamente para executá-lo com o quanto efetivamente se gasta, onde 100% de eficiência representa um processo ideal e 0% representa um processo absolutamente ineficiente.

Resumindo, precisamos de dois números para calcular a eficiência: Numerador: é o consumo de energia teórico do processo, calculado a partir do peso, do tipo de material e da temperatura.

Denominador: o quanto se gastou de gás e/ou energia elétrica (vide artigo anterior) no processo, ou seja, a energia real.

A digitalização dos processos térmicos, ou seja, a aplicação dos conceitos da Internet Industrial a este mercado, permite que o valor da eficiência seja calculado continuamente, em tempo real. Além disso, permite que o processista determine as bandas ótima e aceitável da eficiência deste processo, solicitando que notificações via SMS e e-mail sejam enviadas para uma lista de destinatários quando ocorrerem desvios.

Vamos usar o exemplo de um forno de fusão de alumínio, cuja eficiência típica é de 24%.

Industrial Heating

“A digitalização dos processos térmicos, ou seja, a aplicação dos conceitos da Internet Industrial a este mercado, permite que o valor da eficiência seja calculado continuamente, em tempo real.”

Determina-se então que a banda ótima seja de até 22% e que a banda tolerável seja de até 20%. Portanto, durante sua operação normal, a eficiência varia em torno de 24%. Imaginemos que o fim do curso do cilindro pneumático que aciona a porta tenha se deslocado e, quando a porta foi fechada, formou-se uma fresta por onde se perde calor. Automaticamente, o sistema de controle reconhecerá esta perda de energia, aumentando a potência dos queimadores a fim de compensar essa perda térmica adicional.

E quanto à eficiência? Matematicamente falando, o denominador começou a aumentar e, consequentemente, a eficiência começa a cair. É nessa hora que a tecnologia 4.0 mostra sua força, avisando aos interessados que a eficiência está fora da sua faixa ótima. Desta forma, uma intervenção simples pode ser feita, restabelecendo as condições ideais do processo. Quantos milhares de reais podem ser economizados com este simples aviso? E quantas toneladas de gases de efeito estufa deixam de ser emitidos? E ainda: quanto a produtividade aumenta com a redução drástica dos tempos de parada de máquina?

São benefícios e mais benefícios, percebidos pela unidade industrial (operadores, mantenedores, processistas, gestores e acionistas) e pelo meio ambiente (menor demanda por energia e menor demanda de matérias-primas).

Por um mundo menos cinza e mais verde, digitalize seu processo térmico!

DOUTOR EM TRATAMENTO TÉRMICO

Soldagem por Difusão: Equipamento - Parte II

O

DANIEL H. HERRING +1 630-834-3017 dherring@heat-treat-doctor.com Presidente da empresa The Herring Group Inc., especializada em serviços de consultoria (tratamento térmico e metalurgia) e serviços técnicos (assistência em ensino/treinamento e processo/ equipamentos). Também é pesquisador associado do Instituto de Tecnologia de Illinois dos EUA, no Centro de Tecnologia de Processamento Térmico.

Doutor sempre esteve intrigado pela inovação e capacidade de projetar dos engenheiros. Em nenhum outro lugar isso é melhor ilustrado quanto nos equipamentos utilizados para aplicações de soldagem por difusão. Estes esquemas mostram engenhosidade tão bem quanto habilidade para adaptar unidades de vácuo convencionais em uma tecnologia com desempenho comprovado.

Vamos aprender mais.

Camadas de componentes empilhados multiplamente (Fig. 1) são comuns em aplicações para prensas quentes a vácuo (Fig. 2) que utilizam soldagem por difusão. Como muitos metais são facilmente oxidados, o processo acontece normalmente em fornos a vácuo especializados operando na faixa de 10-4 a 10-6 Torr ou em uma atmosfera com pressão parcial de hidrogênio. Sistemas de fornos para prensa a quente operam em temperaturas de 400-1230°C com até 30 toneladas de força de compactação ou maior. Sistemas especializados são capazes de estender a temperatura máxima de operação, pressão e níveis de vácuo.

O que nós sabemos de nossa discussão anterior sobre o processo é que a soldagem por difusão pode ocorrer não intencionalmente a qualquer momento em que as peças são mantidas em contato íntimo entre si em uma

Fig. 1. Carregamento típico em uma prensa quente a vácuo (VHPVacuum Hot-Press) consistindo em nove bocais estacionários de motor de turbina sendo soldados e aplainados simultaneamente (cortesia de Refrac Systems) 34 OUT A DEZ 2017

Industrial Heating

temperatura suficientemente alta que permita que a difusão Interatômica possa acontecer entre as superfícies. Soldagem por difusão em prensa quente a vácuo, no entanto, é um processo intencional e auxiliado tanto pela aplicação de temperatura quanto de pressão.

Geralmente, níveis de vácuo podem ser reduzidos aproximadamente, ou abaixo, do ponto de ebulição de qualquer um dos constituintes principais da liga presentes nos materiais que serão processados. Isso pode ser previsto por Diagramas de Ellingham (Industrial Heating do EUA, Abril 2011).

A taxa de transporte de massa para o constituinte de maior pressão de vapor é utilizada para auxiliar na determinação de taxas de soldagem e controlar a sua qualidade.

Muitas operações de soldagem por difusão são conduzidas pela utilização de pesos mortos simples colocados em cima da carga de trabalho, a qual é então colocada dentro do forno em uma placa de base. Isso assegura que todas as superfícies de soldagem estejam em contato íntimo. Para mais espessas ou empilhadas onde a tensão residual pode estar presente desde operações anteriores de fabricação, contudo, um alívio de pressão natural ocorre sob aquecimento e frequentemente resulta em distorção não controlada. Nestas circunstâncias força,

Fig. 2. Ciclo típico de prensa quente a vácuo (cortesia de SECO/Vacuum Technologies)

DOUTOR EM TRATAMENTO TÉRMICO

Fig. 3. Vista exterior das mesas de base do forno (cortesia de SECO/Vacuum Technologies)

Fig. 4. Vista interior de um típico forno a vácuo com prensa quente (cortesia de PVA Industrial Vacuum Systems GmbH)

adicional é exigida para manter a planeza, tornando o uso de pesos mortos uma atividade impraticável.

Ao longo dos anos, a necessidade para maiores quantidades resultou no maior uso de métodos de usinagem que fazem uso de uma incompatibilidade de expansão diferencial ou de algum tipo de sistema de ativação de carga, como sistemas para diminuir a pressão ou pneumáticos/hidráulicos que podem ser usados para aplicar a quantidade de força necessária.

Com expansão diferencial ou assim chamado projeto de caged-tooling, as peças quase sempre sofrem do fato de que a carga máxima é aplicada antes de alcançar e temperatura máxima de soldagem. Isso pode resultar em distorção da peça (devido a deformação).

Como as peças estão sob tensão significante também durante o aquecimento, a degradação da superfície e o dobramento/envergamento (frequentemente referido como “potato chipping”) podem acontecer. Isso acontece pela

expansão diferencial (tensão de cisalhamento trabalhando contra as camadas da superfície que crescem externamente) durante o aquecimento e o resfriamento. Uma indicação de que isso está acontecendo é a presença de rastros de descamação nas superfícies das peças.

Uma necessidade para um melhor controle do nível do vácuo e da tensão de carga aplicada levou ao desenvolvimento de mais sistemas avançados de prensa quente a vácuo. Estes são fornos a vácuo convencionais com adição de pistões hidráulicos (Fig. 3) e uma mesa de prensa quente dentro do forno. O arranjo é similar ao de uma prensa de assentamento de mandris. Placas de base distribuem a carga uniformemente por toda a peça. As vantagens da força uniforme são significativas da perspectiva mecânica e metalúrgica.

Uma pequena prensa quente comum (Fig. 4) teria características como: • 300x300 mm (11.8 x 11.8 polegadas) mesas de metal refratário;

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OUT A DEZ 2017 35

DOUTOR EM TRATAMENTO TÉRMICO • 150kN (33,720 lbf) força de compressão; • 1350°C (2460°F) temperatura máxima; • Mid-10-6 Torr (10-6 mbar) vácuo máximo.

Recentes avanços na indústria de soldagem por difusão levaram ao desenvolvimento de sistemas de prensa quente a vácuo que incluem capacidades para resfriamento de gás de têmpera com trocadores de calor externos de formas que as peças possam soldar por difusão e então temperadas para otimizar o tratamento térmico pós soldagem (recozimento em solução, envelhecimento ou endurecimento) e resultar em propriedades do material. Características típicas destes sistemas especializados podem conter: • 2.275-kg (5000-lb) capacidade de carga; • 914x1.220 mm (36x48 polegadas) footprint de compressão da placa base; • 890 kN (200.000 lbf) força de compressão; • 1455°C (2.650°F) máxima temperatura; • Mid-10-6 Torr (1x10-6 mbar) vácuo máximo; • Controle de pressão parcial para o hidrogênio; • 2-bar resfriamento de gás de têmpera.

Resumo Métodos muito diferentes de usinagem e preparação das juntas soldadas podem ser usados em soldagem por

difusão. Finalmente, o usuário final deve decidir qual é o melhor método para empregar de modo a diminuir o custo de produção da peça. Essa decisão é normalmente influenciada por fatores como geometria, tensão permitida, microestrutura resultante ou simplesmente o número total de peças que devem ser produzidas.

A soldagem por difusão a vácuo deu passos largos recentemente e superou muitos problemas que dificultaram a tecnologia no passado (por exemplo, materiais sujos, superfícies de contato não niveladas, limitações de projeto de equipamento e falhas). Dado isso, se tornou uma tecnologia robusta e digna de consideração por engenheiros de projeto.

Referências [1] Herring, Daniel H., Vacuum Heat Treat ment, Volume II, BNP Media, 2016; [2] Norm Hubele, Refrac Systems (www.refrac.com), technical and editorial contributions and private correspondence; [3] Tom Hart, SECO/VACUUM TECHNOLO GIES, LLC (www.secova cusa.com), technical contributions and private correspondence; [4] Wolfgang Rein, PVA Industrial Vacuum Systems GmbH (www.pva tepla.com), technical contributions and private cor respondence.

PERGUNTE AO ESPECIALISTA #REVENIMENTO PERGUNTA: Temos um processo de tempera e revenimento para um determinado aço.

Temos resultados satisfatórios, sem maiores problemas. Tratamos o inox 420 e revenimos 3 vezes. A dureza, atende o que a tabela da usina sugere. Mas surgiu uma questão interessante aqui entre as pessoas envolvidas. Qual seria o resultado sobre a estrutura se fossem feitos mais revenimentos? Fazemos 03 revenimentos: 150 graus, 200 graus e 240 graus. Acima desta temperatura, a dureza tende abaixar o que nós não queremos. A pergunta é: Se nós fizéssemos mais dois revenimentos de 240 graus, a tenacidade ou a resistência ao impacto seria maior? Ou a estrutura se mantem e não se altera mais?

Marcelo Santos (pergunta feita pelo site da revista IH) 36 OUT A DEZ 2017

Industrial Heating

RESPOSTA: Respondendo à consulta: - A máxima resistência à corrosão, possível de ser obtida por aços genericamente classificados como AISI 420, sempre será obtida quando sua austenitização for efetuada na temperatura mínima recomendada pelo fabricante, seguida de têmpera em óleo; - Por outro lado, a dureza máxima (resistência à abrasão) deste tipo de aço se reduz, consideravelmente, com a diminuição da temperatura de austenitização. Assim, por exemplo, ao temperarse de 900°C, a dureza máxima alcançada ficará ao redor de 45 HRC, enquanto, de 1050°C, ela poderá atingir valores superiores a 57 HRC; - Apesar de não termos recebido informações sobre a temperatura de austenitização empregada pelo leitor, mas tomando por base as temperaturas de revenido utilizadas (máx. 240°C), provavelmente

suas peças necessitam de uma razoável combinação de alta dureza (talvez algo em torno de 52 a 54 HRC) e boa resistência à corrosão. Neste caso, três etapas de revenido a 240°C (cada uma com duração de duas horas) serão suficientes. Se outro objetivo for o aumento da resistência à fadiga das peças, um aumento do número de operações de revenido poderá contribuir para a solução do problema, mas com a possibilidade de uma pequena (mas real) resistência à corrosão; - No que se refere à microestrutura metalográfica resultante de uma tratamento térmico realizado com mais etapas de revenido, não se notarão alterações visíveis por metalografia.

Luiz Roberto Hirschheimer Especialista da Engenharia do Portal Aquecimento Industrial e sócio-gerente na Hirschheimer Serviços Ltda.

MATERIAIS RESISTENTES SINTERIZAÇÃO & AO CALOR DO PÓ METALURGIA

Vantagens de Metais Refratários para Componentes de Aquecimento Tratamento Térmico de de Fornos Metais Impressos em 3D Fig. 2. Vaso de HIP abaixado (cortesia da Bodycote)

Holly Martin - Colaboradora Técnica; Winchester, Virgínia (EUA) A impressão de metal em 3D, ou manufatura aditiva (MA), é um método de fabricação avançado que abre novas possibilidades para projetar objetos com geometrias otimizadas e peso minimizado usando muito menos material e energia - importantes condutores para um futuro sustentável, eficiência energética de indústria de base.

A

impressão de um objeto sólido com pós metálicos usando “fatias” digitais de espessura micrométrica geradas a partir de um desenho assistido por computador não é o fim da história. Assim como com a fundição ou usinagem de componentes metálicos, é necessária uma série de pós-tratamentos térmicos para reduzir as tensões internas, aumentar a densidade e desenvolver a forma final, o acabamento e (mais importante) as fases microestruturais, resultando nas propriedades físicas desejadas.

Os componentes 3D-impressos destinados para aplicações aeroespaciais, nucleares, de turbinas a gás, marinhas ou médicas necessitarão de um tratamento de compressão isostática a quente adicional (HIP-Hot Isostatic Pressing) para densificar completamente o metal, eliminando poros

Impressão 3D

Impressão 3D

Cura

Industrial Heating

Impressão de Metal 3D em Binder-Jet A impressão 3D de metal com adição de aglutinante envolve a ligação de camadas finas de um metal em pó (por exemplo, Inconel) com um aglutinante líquido, que é dei-

Sinterização (e HIP se necessário)

Recozimento

Fig. 1. Dois caminhos de processo para Inconel 625 ou materiais similares 38 OUT A DEZ 2017

que podem levar a falhas catastróficas (mais sobre isso mais tarde). Novas tecnologias HIP estão tornando possível realizar tratamentos térmicos no mesmo recipiente onde o HIP ocorre, tornando um processo de fabricação mais rápido, mais barato e mais eficiente energeticamente. As máquinas de impressão em metal 3D são variadas, mas vêm em dois tipos básicos: impressoras a laser de alta temperatura ou impressoras de feixe de elétrons e impressoras de binder-jet (utilizando um aglutinante) de baixa temperatura (Fig. 1).

HIP

Tratamentos em solução

Encruamento

SINTERIZAÇÃO & METALURGIA DO PÓ

xado cair de uma cabeça de impressão para um leito de pó, semelhante à tinta de impressão em papel com uma impressora a jato laser. A cabeça de impressão segue um padrão gerado por computador de fatias microfinas do objeto a ser impresso.

Após uma camada de aglutinante ser impressa, o leito de pó é aquecido num processo de cura para ligar o aglutinante ao pó. Em seguida, o leito é abaixado e outra fina camada de pó é espalhada sobre o leito. Mais uma vez, o aglutinante líquido é depositado e ligado às camadas abaixo, eventualmente construindo o objeto camada por camada.

Enquanto o objeto “cresce” é suportado pelo enchimento de pó solto no leito de pó. Isto evita a necessidade de uma placa de construção ou estruturas de suporte de impressas, que teriam de ser removidas mais tarde. Após a impressão estar concluída, o excesso de pó é cuidadosamente aspirado (para ser reutilizado) e o objeto é então aquecido num forno para queimar o material aglutinante e sinterizar as partículas de pó.

Com outras tecnologias de impressão 3D de metais, como a sinterização direta a laser de metais (DMLS), uma fonte de calor direcionada em elevadas temperaturas (por exemplo, um feixe de laser ou de elétrons) aquece uma fina camada de pó em um padrão controlado por computador, que então resfria e liga-se às camadas anteriores. O aquecimento e o resfriamento rápidos e não uniformes das camadas provocam tensões residuais entre a placa de construção e o objeto e dentro do próprio objeto, que devem então ser aliviadas através do tratamento térmico de recozimento. Isto ocorre tipicamente em um forno a vácuo, no qual a peça

é aquecida imediatamente abaixo da temperatura de transição do material e mantida durante o tempo suficiente para permitir que as tensões sejam aliviadas (recozimento do material).

Tratamento de Compressão Isostática a Quente (HIP) para a Manufatura Aditiva (MA) Após o alívio de tensão (recozimento), os componentes podem necessitar passar pelo HIP para eliminar poros e curar defeitos, atingindo 100% da densidade teórica máxima. Tanto a compressão isostática a frio como a quente têm sido utilizadas há décadas para tratar peças fundidas a partir de alumínio em pó, aço e superligas, mas o HIP pode ser também utilizado para tratar objetos de metal 3D (Fig. 2).

“Todos os componentes estruturais ou críticos, tais como aqueles para aplicações aeroespaciais e médicas (Fig. 3) tendem a passar pelo processo HIP para garantir que o material atinja propriedades ótimas de fadiga e fluência”, disse Susan Davies, Ph.D.,

líder em tecnologia avançada HIP para fornecedores de serviços de tratamento térmico Bodycote.

O processo HIP envolve colocar o objeto impresso dentro de um vaso de pressão e então prenche-lo de gás inerte, tipicamente argônio, para aumentar a pressão em todos os lados da peça, incluindo superfícies internas, tais como as existentes dentro de um tubo. Para HIP, elevadas temperaturas são aplicadas ao mesmo tempo que a pressão de modo que o limite de elasticidade da liga seja excedido.

“Isso permite que qualquer porosidade da MA construída se feche ao deformar plasticamente a estrutura da matriz porosa e permite que os poros superficiais entrem em contato íntimo”, disse Davies. “A deformação plástica é então seguida por mecanismos de fluência e difusão, que permitem que as superfícies se encaixem e sejam ligadas para alcançar propriedades específicas do material”.

De acordo com Davies, diferentes processos de manufatura aditiva

Fig. 3. Essa junta de reposição que foi impressa 3D e passou por HIP para densificação (cortesia de Quintus Technologies) www.revistalH.com.br

OUT A DEZ 2017 39

SINTERIZAÇÃO & METALURGIA DO PÓ

Fig. 4. A QIH9 é a menor de uma série de sistemas HIP da Quintus Technologies, contendo resfriamento rápido uniforme (URC)

(AM) resultarão em diferentes formas de defeitos ou fraquezas na estrutura construída, de modo que os benefícios do HIP dependerão do processo real utilizado. Mesmo se um componente AM passar pelo processo HIP após alívio de tensão (recozimento), no entanto, ainda irá requerer tratamento térmico pós HIP para alcançar propriedades mecânicas ótimas comparáveis com forjado e ligas fundidas Processo HIP Combinado com Tratamentos Térmicos Como os tratamentos térmicos e HIP ocorrem em um forno, alguns fabricantes de HIP oferecem atualmente equipamentos capazes de executar HIP e tratamento térmico, o que pode reduzir o tempo de ciclo, aumentar a produtividade e proporcionar reduções significativas de custos.

“As pessoas estão se tornando mais conscientes do fato de que as taxas de resfriamento que você pode alcançar dentro de uma prensa isostática a quente são semelhantes ao que você pode fazer em um forno a vácuo - ou 40 OUT A DEZ 2017

Industrial Heating

melhor”, disse Peter Henning, diretor de unidade de negócios AMD para HIP fabricante Quintus Technologies AB, Västerås, Suécia.

Resfriamento natural em um sistema HIP pode levar de 8-12 horas, bem mais da metade da duração do ciclo típico, de acordo com Henning.

Em comparação, as unidades equipadas com tecnologia de resfriamento rápido podem facilmente resfriar uma carga de trabalho completa em um HIP de tamanho médio de 1260°C para 300°C em menos de 30 minutos.

Uma versão ainda mais avançada do HIP usa taxas variáveis de resfriamento e aquecimento e níveis de pressão para controlar com mais precisão a qualidade e as propriedades mecânicas das peças tratadas através de têmpera rápida. De acordo com Henning, taxas de resfriamento controladas até 3000°C / minuto podem ser obtidas combinando pressão e controle de temperatura (Fig. 4).

“No passado, HIP era estritamente quente, mas a mais recente tecnologia permite tanto as áreas quentes quanto

as frias dentro do vaso de pressão”, disse Henning. “Áreas quentes em um forno de grafite podem chegar até 2000°C, e um forno de molibdênio chegam até 1400°C. Para a têmpera, você rapidamente substitui o gás comprimido da zona quente com gás frio comprimido de fora da zona quente, mas ainda dentro da câmara de pressão.

Como o gás argônio frio é altamente pressurizado, ele tem uma densidade maior do que a água, então atua como um agente de têmpera, semelhante ao óleo ou à água em pressões normais. As áreas frias dentro do HIP são mantidas a uma temperatura controlada por água de refrigeração fora do vaso de pressão.

Novas Possibilidades a Caminho Esta tecnologia HIP-quenching possui benefícios além de aumento na produtividade e redução de custos.

Isso abre caminho para novas possibilidades de projeto com base na têmpera e no resfriamento da maneira mais uniforme possível.

“Normalmente, você tem um resfriamento médio com uma temperatura fixa, então no início você tem uma grande diferença de temperatura (ΔT). À medida que o componente quente é resfriado e lentamente se aproxima da temperatura média de resfriamento, a ΔT muda ao longo do tempo “, disse Henning. “Se você colocar um pedaço com seções espessas e finas em um banho de têmpera, as seções irão passar por têmperas muito diferentes porque a parte fina adotará rapidamente a temperatura de resfriamento média, enquanto a parte espessa terá algum tempo para se ajustar a temperatura. Assim, você pode ter uma forma de trinca ou distorção por causa das tensões.

SINTERIZAÇÃO & METALURGIA DO PÓ

Em contraste, para a têmpera em um HIP, os componentes e o resfriamento médio podem começar à mesma temperatura e, em seguida, a ΔT entre o componente e o meio pode ser controlado ao longo do tempo, resultando em um resfriamento mais uniforme.

“Neste caso, o que fazemos é restringir o resfriamento da parte mais fina para a temperatura média de resfriamento “, disse Henning. “Podemos deter o resfriamento da seção mais fina enquanto se espera que a seção mais espessa resfrie e, em seguida, movemos gradualmente a seção mais fina até a temperatura final de resfriamento para que haja muito menos tensões térmicas formadas devido a diferentes temperaturas na região material.

Como benefício adicional, Henning disse que a utilização de gás comprimido para temperar, ao invés de água ou óleo, significa que não pode ocorrer agitação na superfície do componente, já que o meio de resfriamento é um gás.

HIP e serem tratados termicamente usando especificações convencionais, mas há uma oportunidade para otimizar o HIP e o tratamento térmico para componentes MA para minimizar a distorção durante o processamento”, disse Davies, da Bodycote.

Tecnologias melhoradas de tratamento térmico devem ajudar a reduzir custos e melhorar o desempenho das peças impressas em 3D. “Com a densificação do HIP e o tratamento térmico simultâneo, o custo das operações diminui, e o HIP torna-se acessível a outros componentes de alto desempenho”, disse Henning.

Impressão 3D Otimizada À medida que o mercado de impressão 3D de metal industrial cresce, os avanços na tecnologia e na prática de tratamento térmico continuarão a melhorar.

“Os componentes MA podem passar pelo processo

hollybmartin.com.

PARA MAIS INFORMAÇÕES: Holly B. Martin, escritora científica e Copywriter baseada em Winchester, Virgínia. Holly especializa-se em criar white papers, postagens de blog e artigos que convertem “engineer-speak” (linguagem de engenharia) em conteúdo legível que comunica informações comerciais importantes; web: www.

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OUT A DEZ 2017 41

TRATAMENTO TÉRMICO

Modificação Microestrutural e Superficial de Ligas Biomédicas de Titânio por Tratamento Térmico Diego Rafael Nespeque Correa - Instituto Federal de Educação, Ciência e Tecnologia (IFSP), Sorocaba (SP) e Universidade Estadual Paulista Júlio de Mesquita Filho (UNESP), Bauru (SP) Carlos Roberto Grandini e Luís Augusto Rocha - Braço Brasileiro do Inst. de Biomateriais, Tribocorrosão e Nanomedicina (IBTN/BR, Bauru (SP) e Universidade Estadual Paulista Júlio de Mesquita Filho (UNESP), Bauru (SP) Processos de tratamento térmico constituem-se em uma importante ferramenta para o desenvolvimento de ligas biomédicas de titânio, podendo alterar suas propriedades através da manipulação da microestrutura e também modificar sua superfície. Como um resultado, uma ampla gama de novas propriedades num mesmo material pode ser conseguida para utilização como implantes biomédicos. Neste artigo, serão discutidas recentes utilizações do tratamento térmico para o desenvolvimento de novas ligas de titânio para uso como biomateriais.

B

iomaterial é uma classe de materiais utilizados especificamente para reparar, tratar ou substituir tecidos, órgãos ou partes do corpo humano[1]. Os biomateriais metálicos são preferencialmente utilizados na substituição de tecidos duros, como ossos e cartilagens, devido à superior combinação de propriedades mecânicas, químicas e biológicas quando comparados com os biomateriais cerâmicos e poliméricos[2]. As principais aplicações destes biomateriais ocorrem na área ortopédica, odontológica e cardiovascular, podendo-se citar os dispositivos de fixação óssea (placas, pinos, parafusos e arames), implantes totais de quadril e joelho, fios ortodônticos, amálgamas, bráquetes, órgãos artificiais, marca-passos e válvulas cardíacas, entre outros[1,3]. O mercado de biomateriais metálicos tem sofrido uma considerável expansão nos últimos anos, devido ao aumento da expectativa de vida e envelhecimento da população mundial, incluindo o Brasil. Como resultado, está ocorrendo um crescimento de casos de doenças degenerativas, como artrite e osteoporose, que requerem muitas vezes a utilização de implantes biomédicos[4,5]. Portanto, a pesquisa e desenvolvimento de biomateriais metálicos 42 OUT A DEZ 2017

Industrial Heating

têm-se fixado como um fator crucial para a melhora da qualidade de vida da população.

Uma vez implantado no corpo humano, o biomaterial permanece sujeito a diferentes tipos de esforços biomecânicos, em contato com fluídos corpóreos, ou da corrente sanguínea, e interagindo com diferentes formas de tecidos e células[1]. Portanto, em termos de propriedades mecânicas, o implante deve apresentar uma combinação de elevada resistência mecânica e à fadiga, além de baixo módulo de elasticidade, para evitar a perda de densidade óssea pelo efeito de blindagem (stress shielding)[6]. Devido à constituição agressiva dos fluídos corpóreos, o biomaterial deve apresentar uma adequada resistência à corrosão, para evitar a liberação de íons, que podem conduzir a problemas de alergia e metalose[1,7]. Uma vez que o implante está em constante contato com tecidos ósseos, o biomaterial deve apresentar também uma elevada resistência ao desgaste, evitando assim a degradação da superfície por atrito e a liberação de partículas[7]. E por fim, o biomaterial não deve produzir nenhum efeito adverso na viabilidade celular, não interferindo de forma negativa nos processos de diferencia-

Ti-Metal Neutro

α+β

α

α

Ti-Metal

α+β

Temperatura

α (HC)

β Temperatura

β (CCC)

Temperatura

Temperatura

TRATAMENTO TÉRMICO

β

β

α+ β

α

Ti-Metal

β + AX BY α + AX BY Ti-Metal

α-estabilizador

β-estabilizador Isomorfo

Eutetóide

Fig. 1. Efeito de elementos de ligas na transformação alotrópica do titânio (adaptado de[10])

ção e proliferação, ou seja, o biomaterial deve apresentar biocompatibilidade com as células ósseas[8].

Atualmente, os biomateriais metálicos são constituídos pelos aços inoxidáveis, ligas de Co-Cr-Mo (cobalto-cromo-molibdênio), Ti (titânio) e suas ligas, metais preciosos (Au (ouro), Pd (paládio), Ag (prata), Pt (platina) e etc.), e outras classes de ligas (Mg (magnésio), Zr (zircônio) e etc.)[1,2].

No caso de implantes ortopédicos e odontológicos, o titânio apresenta um melhor conjunto de propriedades que os biomateriais metálicos comerciais mais utilizados, como o aço inoxidável 316L e as ligas de Co-Cr-Mo[9]. Em sua forma metálica, o metal apresenta elevada resistência mecânica (200-600 MPa), baixa densidade (4,51 g/cm3), módulo de elasticidade relativamente baixo (~ 100 GPa), excelente resistência à corrosão (em diversos tipos de meios fisiológicos), biocompatibilidade e capacidade de osseointegração[10].

A liga Ti-6Al-4V (%p), desenvolvida pela indústria aeronáutica, têm sido a liga de titânio mais utilizada para implantes biomédicos desde a segunda metade do século XX, por conta de suas excelentes propriedades mecânicas e superior resistência à corrosão. Contudo, a possibilidade

de ocorrência de casos de problemas neurológicos e reações adversas em tecidos causados pela liberação de íons de Al (alumínio) e V (vanádio) em longo prazo, tem requerido o desenvolvimento de materiais substitutos[10].

Desde então, novas ligas de titânio têm sido desenvolvidas com a adição de metais não tóxicos (Zr (zircônio), Mo (molibdênio), Nb (nióbio) e Ta (tântalo)) e que apresentem módulo de elasticidade mais próximo ao osso humano (~ 30 GPa)[5].

Além da composição da liga, processos de tratamentos térmicos têm sido utilizados para melhorar as propriedades de ligas de titânio para aplicação como implantes biomédicos[11]. Neste artigo, serão apresentados alguns processos de tratamentos térmicos comumente utilizados para alterar a microestrutura e superfície de ligas à base de titânio. Uma atenção especial será dada às pesquisas realizadas no Laboratório de Anelasticidade e Biomateriais da Faculdade de Ciências, UNESP (Campus de Bauru).

pica em torno de 883°C (β-transus), alterando sua estrutura cristalina de hexagonal compacta (HC, fase α) para cúbica de corpo centrado (CCC, fase β), durante o aquecimento[10]. A adição de elementos de liga permite a alteração da temperatura β-transus, tornando possível a estabilização da fase β à temperatura ambiente. Os elementos de liga são então classificados de acordo com seu efeito sobre a β-transus, como α-, β-estabilizadores, e neutros[9,10]. Os elementos α-estabilizadores tendem a aumentar a temperatura β-transus, sendo constituídos pelo Al, Ga (gálio), Ge (germânio), C (carbono), O (oxigênio) e N (nitrogênio). Os elementos

Modificação Microestrutural de Ligas de Titânio por Tratamentos Térmicos Em sua forma metálica, o titânio apresenta uma transformação alotrówww.revistalH.com.br

OUT A DEZ 2017 43

TRATAMENTO TÉRMICO

α

α+β

β metaestável

Temperatura

Ms (α’)

β

β

Ms (α”) α+β

β + ωiso

ωat

α

β-estabilizador Fig. 2. Diagrama de fase genérico para ligas binárias de titânio

β-estabilizadores tendem a diminuir a temperatura β-transus, sendo subdivididos em isomorfos ou eutetóides, dependendo da precipitação de fases intermetálicas[10]. Os β-estabilizadores isomorfos são Mo, V, Ta e Nb, enquanto os eutetóides são o Fe (ferro), Mn (manganês), Cr (crômio), Co (cobalto), Ni (níquel), Cu (cobre), Si (silício) e H (hidrogênio). Os elementos neutros são caracterizados por não interferir na temperatura β-transus, sendo definidos pelo Zr, Hf (háfnio) e Sn (estanho). A Fig. 1 apresenta um diagrama esquemático do efeito dos diferentes tipos de elementos de liga sobre a β-transus.

Dependendo das condições de processamento, as ligas de titânio podem apresentar precipitação de fases metaestáveis, como as fases martensíticas (α’ e α”) e a fase ω[9]. As fases martensíticas são formadas por uma falha na difusão atômica dos elementos metálicos, podendo ser formadas após resfriamento rápido ou deforma44 OUT A DEZ 2017

Industrial Heating

ção mecânica. A fase α” (ortorrômbica) forma-se preferencialmente com maior concentração de elementos de liga β-estabilizador que a fase α’ (HC distorcida)[9,10]. A fase metaestável ω é formada em tamanho nanométrico, resultando do colapso de planos atômicos durante a transformação de fase α → β. Sua estrutura cristalina e morfologia dependem basicamente da composição química da liga e do histórico de processamento, podendo ser classificada como atérmica (via resfriamento rápido) ou isotérmica (via envelhecimento), além de ser possível de ser obtida por deformação mecânica[9,12]. Um diagrama esquemático de formação de fases metaestáveis é apresentado na Fig. 2. A combinação tratamentos térmicos com a adição de elementos de liga torna possível formar diferentes proporções de fase α e β na microestrutura, o que permite classificar as ligas de titânio em tipo α, α+β, β metaestável e β[9].

Por meio de processos de tratamen-

tos térmicos, é possível manipular a microestrutura das ligas de titânio, de forma a resultar em melhores propriedades mecânicas para aplicação biomédica[11]. Na Fig. 3 é apresentado um diagrama convencional de processamento de ligas de titânio. Primeiramente, os materiais são produzidos a partir de metais comercialmente puros, em atmosfera inerte de argônio ou em vácuo, para evitar a absorção excessiva de gases intersticiais (O, N, C e H), que podem fragilizar o material[13]. O método de fusão dos metais dependerá basicamente do ponto de fusão dos elementos de liga, sendo geralmente realizado por fornos de fusão a arco-voltaico ou por indução[10,13].

Posteriormente, tratamentos térmicos de homogeneização são realizados para uniformizar a microestrutura, sendo geralmente realizados em elevadas temperaturas (entre 900 e 1100°C), por longos períodos de tempo (de 6 a 24 horas), e com resfriamento lento (em torno de 1°C/min)[14]. O tratamento térmico de homogeneização tende a promover um aumento do tamanho de grão, diminuindo a dureza e resistência mecânica, e facilitando a conformação mecânica[15,16]. A conformação mecânica pode ser realizada a frio ou a quente (800-1000°C) por forjamento ou laminação, tendo como objetivo fornecer um formato regular ao lingote.

Em seguida, tratamentos térmicos de solubilização são realizados de forma a aliviar as tensões internas e eliminar defeitos de discordâncias provenientes da deformação mecânica[15,16]. Este tipo de tratamento térmico é realizado em temperaturas próximas da β-transus (entre 800 a 900°C), por períodos de tempo de no máximo 6 horas, com resfriamento rápido com água (quenching)[14]. A temperatura e tempo de

TRATAMENTO TÉRMICO

a amostra é resfriada rapidamente em água com o intuito de reter o elemento intersticial na estrutura do material. Os parâmetros de tempo de temperatura para uma completa incorporação do oxigênio nos sítios intersticiais do material podem ser obtidos a partir das leis de difusão de Fick[19]. Como exemplo, em nossos estudos anteriores, verificamos que a introdução de oxigênio provocou um aumento na microdureza em ligas à base de Ti-Zr, com distinto efeito no módulo de elasticidade, o que resultou em propriedades interessantes para a área odontológica[20].

Modificação Superficial de Ligas de Titânio por Tratamentos Térmicos A superfície do implante é também um ponto importante a ser analisado, uma vez que é a primeira região de contato do material com o meio biológico do corpo humano[21]. Portanto, o acabamento da superfície do material por técnicas de recobrimento ou modificação de superfície é um fator crucial para o processamento de implantes biomédicos. Atualmente, as técnicas de modificação de superfície são realizadas com o objetivo de melhorar a resistência à corrosão e

ao desgaste da superfície, promover a biocompatibilidade e capacidade de osseointegração, ou ainda incluir propriedades biofuncionais (ação bioativa e antibacteriana)[21,22]. Muitas técnicas de modificação de superfície têm focado na elevada afinidade do titânio com oxigênio, podendo-se citar os métodos de deposição de vapor físico e químico, sputtering, oxidação térmica, anodização, oxidação por micro-arco, ataque por solução alcalina, sol-gel, e etc.[22]. De forma geral, cada técnica apresenta um custo diferente, proporcionando a formação de filmes com propriedades peculiares para uma determinada aplicação.

O titânio é um metal de transição do grupo IVB, tendo a camada eletrônica 3d incompleta, o que faz com que o elemento tenha facilidade para formar ligações químicas com uma variedade de elementos químicos. A elevada afinidade do titânio com oxigênio faz com que seja formada naturalmente uma camada de óxido passiva e amorfa em sua superfície, da ordem de alguns nanômetros (10-9 m) [23] . Apesar de fornecer uma excelente resistência à corrosão em variados meios químicos, é possível que a sua remoção por meio de mecanismos de desgaste mecânico. O composto TiO2 é a forma RL - Resfriamento lento no forno RA - Resfriamento lento ao ar RR - Resfriamento rápido com água

β-transus

Temperatura

tratamento são estipulados de forma a promover a retenção de fase β na microestrutura com baixo tamanho de grão, para garantir uma combinação de elevada resistência mecânica com baixo módulo de elasticidade. Contudo, estes parâmetros de tratamento térmico podem ser variados de acordo com a composição da liga[16]. Dependendo da aplicação biomédica, tratamentos térmicos de envelhecimento podem ainda ser realizados com o intuito de aumentar a resistência mecânica e de fadiga por precipitação de fase secundária[17]. Tratamentos térmicos de envelhecimento podem promover a precipitação de fase ω isotérmica ou α ao longo da matriz de fase β[9,16]. O patamar de temperatura é mantido abaixo da β-transus (entre 200 e 600°C), com consecutivo resfriamento rápido com água[11]. O tempo de envelhecimento varia de acordo com a proporção de fase desejada na microestrutura, podendo variar de alguns minutos até horas[17].

As propriedades mecânicas das ligas de titânio podem também serem alteradas pela adição de elementos intersticiais, como o oxigênio. Além de ser um forte estabilizador da fase α, o elemento apresenta efeito de endurecimento por solução sólida, o que tem despertado grande interesse para a área biomédica. Processos de dopagens com oxigênio têm sido convencionalmente realizados por carga gasosa após tratamento térmico de solubilização. A dopagem consiste em aquecer a amostra a uma taxa de 10°C/min, em um vácuo da ordem de 10-5 Pa, até temperaturas entre 800°C e 1000°C, sendo então inserida uma pressão parcial de oxigênio no interior do sistema isolado. A partir deste momento, monitora-se durante 2 horas o decaimento da pressão de oxigênio dentro do tubo. Após a dopagem,

RL

RA

RR RR

Homogeneização

Deformação mecânica

Solubilização

Envelhecimento

Tempo

Fig. 3. Diagrama geral de processamento de ligas de titânio www.revistalH.com.br

OUT A DEZ 2017 45

TRATAMENTO TÉRMICO

O2 (g)

O2 (g)

Titânio

I - Adsorção

O2 (g)

Titânio

II - Nucleação + crescimento + dissolução

Titânio

III - Crescimento + oxidação

Fig. 4. Etapas de oxidação da superfície do titânio

estequiométrica mais comum do óxido de titânio, apesar de este poder apresentar formas menos comuns, como sejam o TiO e o Ti2O3. No TiO2, a forma rutilo (tetragonal) é mais estável, contudo as formas metaestáveis anatase (tetragonal), e mais raramente a brookita (ortorrômbico), podem ser obtidas de acordo com determinadas condições de processamento[23,24]. As fases anatase e rutilo são convencionalmente obtidos por técnicas convencionais de modificação de superfície do titânio, sendo que a transformação de anatase para rutilo estima-se ocorrer em torno de 600°C em condições normais de pressão[24]. Estas fases cristalinas apresentam elevados valores de dureza e resistência à corrosão e ao desgaste, podendo minimizar a degradação dos implantes por corrosão e a consecutiva liberação de íons tóxicos. Além disso, estudos indicaram que as fases anatase e rutilo possuem propriedades peculiares com relação à interação celular, podendo fornecer diferentes respostas quanto à adesão, diferenciação e proliferação de células osteoblásticas[25,26].

A oxidação térmica é uma técnica de modificação de superfície que procura acelerar a reação de oxidação da superfície metálica por intermédio do aumento da temperatura[22]. É uma técnica simples, versátil e barata, onde a amostra é aquecida em atmosfera ambiente ou em ambiente controlado de oxigênio, de forma a produzir uma espessa camada de TiO2 na superfície[27]. Durante a oxidação, o Ti metálico é oxidado de acordo com a reação O2(g) + Ti(s) → TiO2(s), sendo que o tempo de tratamento determinará a espessura da camada de óxido (podendo atingir alguns micrometros (10-6 m)).

Além disso, o patamar de temperatura determinará também a estrutura cristalina da camada de óxido, podendo ser retida desde anatase e rutilo monofásico, quanto uma mistura das duas estruturas cristalinas[28]. Portanto, o controle da espessura e estrutura cristalina da camada de óxido obtido por esta técnica pode ser útil para melhorar a resistência à corrosão e ao desgaste do biomaterial, além de poder facilitar a ocorrência de determinados processos celulares, como adesão e prolifera46 OUT A DEZ 2017

Industrial Heating

ção celular[29, 30, 31]. A Fig. 4 apresenta um diagrama esquemático das etapas de crescimento de filmes óxidos por oxidação térmica. Primeiramente, ocorre adsorção física e química das moléculas de oxigênio, provenientes da atmosfera, na superfície do titânio. Em seguida, há a nucleação e crescimento de pequenos precipitados de TiO2 ao longo da superfície. Concomitantemente, há a dissolução de oxigênio ao longo do volume do titânio, na forma de intersticial. Finalmente, com a densa camada de óxido formada, há o crescimento efetivo do filme, além da oxidação interna pela difusão de oxigênio[10,32].

Por outro lado, tratamentos térmicos podem ser utilizados para promover a cristalização (nas fases anatase, rutilo, ou mistura de ambas) de filmes de óxidos de titânio obtidos por outras técnicas. Por exemplo, atualmente existe um grande interesse na modificação de superfícies de titânio por técnicas de anodização com a formação de estruturas nanotubulares. Essas estruturas são formadas por anodização em eletrólitos contendo íons de flúor e em diferentes condições de voltagem da célula eletroquímica e tempos de tratamento, que promovem simultaneamente o crescimento do óxido de titânio e a sua parcial dissolução, pela ação dos íons de F-[33]. O resultado final é um filme, que pode ter vários micrômetros de espessura, no formato de nanotubos bem alinhados, mas com estrutura amorfa, que não é a mais interessante do ponto de vista de interação com células[34]. Assim, tratamentos térmicos podem ser efetuados de forma a promover a cristalização desses filmes. Em geral, os tratamentos são realizados ao ar, a temperaturas entre os 300 e 800°C (dependendo do objetivo ser a obtenção de anatase, rutilo ou mistura de ambas as fases) e com um tempo de tratamento suficiente para promover a nucleação e crescimento das fases cristalinas (geralmente até 3h)[34].

Considerações Finais A utilização de processos de tratamentos térmicos é uma im-

TRATAMENTO TÉRMICO

portante ferramenta para o processamento de ligas biomédicas de titânio, com propriedades volumétricas e superficiais adequadas para o contato com o corpo humano. A partir dos parâmetros de tratamentos térmicos, é possível manipular a microestrutura e propriedades destes materiais, fornecendo elevada resistência mecânica e à fadiga, com baixo módulo de elasticidade. Além disso, a utilização de tratamentos térmicos para modificação superficial tem tornado possível oxidar a superfície do titânio metálico, formando uma camada de óxido espessa, que pode melhorar a resistência à corrosão e ao desgaste, além de garantir uma superior biocompatibilidade. Em suma, a utilização de tratamentos térmicos constitui-se uma janela em aberto para a pesquisa e desenvolvimento de implantes biomédicos avançados, com propriedades otimizadas para a utilização no corpo humano.

Agradecimentos Os autores agradecem ao Prof. Takao Hanawa do Institute of Biomaterials and Bioengineering, da Tokyo Medical and Dental University (Tóquio, Japão), pela colaboração científica. E também ao Laboratório de Materiais da Faculdade de Engenharia (UNESP, Campus de Bauru), Laboratório de Materiais Avançados da Faculdade de Ciências (UNESP,

Líder mundial em tecnologia de banhos de sais

Campus de Bauru), e o Laboratório Nacional de Nanotecnologia (LNNano) do Centro Nacional de Pesquisa em Energia e Materiais (CNPEM, Campinas). Este trabalho foi financiado pela Fundação de Amparo à Pesquisa do Estado de São Paulo (FAPESP, Proc. 2015/00851-6), pelo Conselho Nacional de Desenvolvimento Científico e Tecnológico (CNPq, Proc. 207417/2015-6) e pela CAPES (CAPES, Proc. 99999.008666/2014-08).

As referências podem ser consultadas online no endereço: http:// aquecimentoindustrial.com.br/modificacao-microestrutural-e-superficial-de-ligas-biomedicas-de-titanio-por-tratamento-termico/ O artigo apresentado foi vencedor do Prêmio Revista Industrial Heating Brasil, oferecido na VIII Conferência Brasileira sobre Temas de Tratamento Térmico - TTT 2017.

PARA MAIS INFORMAÇÕES: Diego R. N. Correa; Doutor em Ciência e Tecnologia de Materiais e Licenciado em Física; Instituto Federal de Educação, Ciência e Tecnologia (IFSP), Campus de Sorocaba; Rua Maria Cinto de Biaggi, n. 130, Jardim Santa Rosália, Sorocaba (SP), 18095-410; email: diegorncorrea@gmail.com.

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OUT A DEZ 2017 47

TRATAMENTO TÉRMICO

Têmpera ao Ar de Insertos de Assentos de Válvulas Obtidos com o Aço Ferramenta AISI D2 Maurilio Pereira Gomes, Igor Passos dos Santos, Camila Pucci Couto, Cristiano Stefano Mucsi e Jesualdo Luiz Rossi - Instituto de Pesquisas Energéticas e Nucleares (IPEN), São Paulo (SP) Marco Antônio Colosio - General Motors (GMSA), São Paulo (SP) O objetivo do presente trabalho foi o de tratar termicamente e caracterizar os insertos de assentos de válvulas sinterizados obtidos utilizando-se uma mistura de pós. Essa mistura de pós foi constituída pelo aço ferramenta AISI D2, ferro, sulfato de manganês, carboneto de nióbio, grafite, estearato de zinco e cobre. O ciclo térmico da têmpera ao ar foi determinado por meio da utilização de termopares do tipo k acoplados a um sistema de aquisição de dados.

A

válvula e o inserto de assento de válvula são uns dos componentes responsáveis pela vedação da câmara de combustão interna dos motores automotivos (ver Fig. 1). Estes componentes operam em condições adversas de alta solicitação mecânica[1]. As etapas mais críticas ocorrem durante a admissão e exaustão dos gases. O pior caso está atrelado a etapa de exaustão dos gases, onde a temperatura no assento da válvula pode chegar a 700°C e no assento do inserto até 350°C[2].

O uso de aços rápidos e aços ferramentas é uma opção consolidada para a obtenção de peças sinterizadas devido à sua boa resistência mecânica, à corrosão, alta condutividade térmica e boa usinabilidade[3]. Do ponto de vista comercial e industrial, não basta somente utilizar um material excepcional. A fabricação, os requisitos técnicos e a legislação ambiental impõem uma série de critérios que muitas vezes tornam necessário escolher outro material não ideal para uma determinada aplicação. Este foi o caso que motivou a modificação 48 OUT A DEZ 2017

Industrial Heating

Galeria de água

Inserto Assento do inserto

Galeria de água

Válvula Assento da válvula

Fig. 1. Desenho esquemático indicando a posição da válvula e do inserto em um motor de combustão interna

TRATAMENTO TÉRMICO

Fig. 2. b) Compactados a verdes obtidos do pó de cobre a pressão de 700 MPa

para revenir os materiais[9], todos os insertos temperados ao ar foram duplamente revenidos em sete temperaturas equidistantemente diferentes, variando de 100°C a 700°C.

Fig. 2. a) Compactados a verdes obtidos da mistura de diferentes pós a pressão de 700 MPa

da liga original dos insertos, substituindo-se o cobalto devido ao seu alto custo e o chumbo por razões ecológicas e de segurança[4]. Considerando este cenário, o uso de componentes obtidos através da rota de metalurgia do pó (M/P) melhorou o desempenho dos motores automotivos, além de reduzir o seu custo de fabricação[5-7]. Portanto, o uso da técnica de M/P está crescendo constantemente e permite a obtenção de peças metálicas a baixo custo, alta flexibilidade durante as etapas de fabricação e um controle microestrutural rígido[6, 7].

Os insertos estudados no presente trabalho foram previamente desenvolvidos por Santos et al.[8] e este trabalho foi baseado nos componentes apenas como sinterizados.

Um dos principais objetivos do presente trabalho foi o de tratar termicamente e caracterizar tais insertos obtidos com a mistura de pós do aço ferramenta AISI D2, ferro e outros aditivos. O tratamento térmico consistiu em temperar ao ar e duplamente revenir todos os componentes. Como qualquer temperatura até a temperatura crítica inferior pode ser usada

Materiais e Métodos O inserto investigado ao longo deste trabalho foi obtido através da técnica de M/P. As misturas de pós constituiram-se de aço ferramenta tipo AISI D2, pó de ferro e outros aditivos como sulfeto de manganês, carboneto de nióbio, grafite e estearato de zinco para reduzir o atrito entre as partículas e a matriz. A determinação da distribuição do tamanho de partículas do aço ferramenta AISI D2 foi feita através da dispersão do pó em água e subsequente análise por difração a laser baseado na teoria de Fraunhofer e Mie[10]. A composição química nominal da mistura de pós estudada neste trabalho é mostrada na Tabela 1.

Todos os pós foram misturados em um misturador intensivo durante 300 s a 1.715 rpm, exceto o pó de cobre, pois este foi adicionado aos insertos por infiltração metálica, i.e., dois compactados a verdes com dimensões de 32,5 x 25,5 x 5,9 mm3

Tabela 1. Composição nominal da mistura de pós (% massa) do inserto de assento de válvula estudado Elemento

AISI D2

Fe

MnS

NbC

C (grafite)

Estcarato dc Zn

Cu (infiltração)

Mistura

43,6

43,6

0,5

2,0

0,3

0,8

10,0

Tabela 2. Distribuição do tamanho de partículas do pó de aço ferramenta AISI D2 medido por difração a laser Parâmetro (µm)

D10

D50

D90

Diâmetro médio

AISI D2

22

64

208

94

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OUT A DEZ 2017 49

TRATAMENTO TÉRMICO

Tabela 3. Variação da dureza Brinell (HB 2,5/187,5) para os insertos como sinterizados e também temperados ao ar e duplamente revenido em sete temperaturas equidistantes Temperatura de duplo revenimento (°C)

Mistura

Sintcrizado

100

200

300

400

500

600

700

337 +/- 3

337 +/- 3

296 +/- 3

276 +/- 4

309 +/- 2

355 +/- 2

349 +/- 1

252 +/- 1

Tabela 4. Propriedades físicas e mecânicas dos insertos de assentos de válvulas obtidos com a Mistura (AISI D2) temperados ao ar e duplamente revenido a 500 °C Propriedade

Densidade aparente (g.cm-3)

Dureza aparente (HB 2,5 / 187,5)

Resistência à ruptura radial

Mistura

7,3 +/- 0,1

355 +/- 2

792 +/- 57

Tabela 5. Composição química dos insertos de assentos de válvulas (% em massa) obtida por análise de gás e espectrometria por energia dispersiva de fluorescência de raios X Elemento

Fe

Cu

Mo

Cr

Nb

V

C

Mn

Si

S

Mistura

77,56 +/0,02

11,79 +/0,02

0,52 +/0,01

5,71 +/0,01

1,63 +/0,01

0,45 +/0,01

1,45 +/0,03

0,52 +/0,01

0,27 +/0,02

0,10 +/0,02

foram obtidos a partir da prensagem das misturas de pós presente na Tabela 1 (Fig. 2. a)) e de pó de cobre (Fig. 2. b)), e antes do início do processo de sinterização, o compactado de cobre foi sobreposto ao inserto. Compactados a verdes foram obtidos a partir da compactação da mistura de pós em uma prensa hidráulica de dupla ação instrumentada e a pressão de 700 MPa. Os compactados a verdes foram pré-aquecidos até 600°C (com uma taxa de aquecimento de 16°C/min) durante 35 min. para eliminar o estearato de zinco. Dando continuidade ao processo, os insertos foram austenitizados à 1.150°C (aquecidos à 14°C/min) por 40 min. Por fim, os insertos foram resfriados, ainda dentro do forno, até a temperatura ambiente com a taxa de resfriamento de 20°C/min. A sinterização dos compactados a verdes foi realizada em um forno comercial de esteira contínua sob uma atmosfera redutora baseada em hidrogênio (90% H2 + 10% N2).

Para evitar a descarbonetação, antes do tratamento térmico ter início, os insertos foram embrulhados em papel sulfite e colocados dentro de uma caixa de aço ao carbono contendo uma mistura de 50% de C (grafite) + 50% de Al 2O3 (óxido de alumínio). Esta caixa foi então colocada dentro de um forno mufla de laboratório. O tratamento térmico dos insertos sinterizados consistiu em austenitizá-los a 1.150°C (aquecido a uma taxa de 29°C/min) por 20 min. Os componentes austenitizados foram então temperados ao ar até a temperatura ambiente. Termopares tipo k foram afixados a amostra e a um sistema de aquisição de dados, permitindo assim a obtenção da taxa de resfriamento das amostras. Os insertos temperados ao ar foram submetidos a um tratamento térmico subcrítico, denominado revenimento, de 50 OUT A DEZ 2017

Industrial Heating

uma maneira similar à utilizada para a têmpera ao ar. Todos os insertos temperados ao ar foram duplamente revenidos até a temperatura ambiente, durante uma hora cada em sete temperaturas equidistantes, variando de 100°C a 700°C. As propriedades físicas e mecânicas dos componentes foram determinadas através de três ensaios. Primeiro, a dureza aparente dos insertos foi determinada de acordo com a norma ASTM E 10-01[11]. Este teste padronizado é utilizado para a determinação da dureza Brinell em materiais metálicos. Segundo, a densidade aparente dos componentes foi determinada imergindo-os em água, usando o método de Arquimedes, e medindo sua diferença de massa de acordo com o ensaio ASTM C 373-88[12]. Terceiro, o ensaio de resistência à ruptura radial foi realizado de acordo com o teste padrão MPIF 35[13]. Este ensaio consiste em comprimir radialmente o inserto até que a primeira queda de carga ocorra, pois isto ocorre devido a ruptura parcial do material.

A composição química dos insertos foi determinada através de duas técnicas, sendo elas a análise de gás e a espectrometria por energia dispersiva de fluorescência de raios X. A técnica de análise de gás foi utilizada para a quantificação dos elementos leves, tais como carbono e enxofre. Este equipamento utiliza um forno de indução e determina a quantidade de cada elemento por absorção de infravermelho[14-17].

As amostras foram preparadas para a caracterização microestrutural através de procedimentos convencionais de metalografia, incluindo embutimento, lixamento e polimento. As amostras foram atacadas com Nital 3%, constituído de 97% (vol.) de álcool etílico + 3% (vol.) de ácido nítrico (HNO3) concentrado, durante 5s[18] sendo posteriormente observadas

TRATAMENTO TÉRMICO

1100 1000 900 Temperatura °C

800 700 600 500 400 300 200 100 0

1

10

Tempo, s

100

1000

Fig. 3. Taxa de resfriamento gerada durante a têmpera ao ar, sendo esta obtida com o auxílio de termopares do tipo k afixados à amostra e ao sistema de aquisição de dados

em microscópio óptico (MO).

Resultados e Discussão A distribuição do tamanho de partículas do pó de aço ferramenta AISI D2 é mostrada na Tabela 2. E devido ao método de obtenção do pó de aço, por meio de atomização a gás[19], as partículas do aço ferramenta AISI D2 tinham formato esférico. O formato da partícula tem grande influência nas propriedades finais dos componentes. As partículas esféricas em específico, proporcionam o melhor fator de empacotamento, fluidez e como consequência, maiores velocidades de produção.

A variação da dureza Brinell (HB 2,5/187,5) para os insertos levando em consideração os sinterizados e os componentes tratados termicamente por uma hora em uma tempera-

tura específica e depois resfriados ao ar, é mostrada na Tabela 3. É possível observar uma variação substancial da dureza dos componentes. De acordo com os requisitos exigidos para a aplicação comercial dos insertos, a dureza deve estar entre 370 HB e 410 HB. A mesma tabela mostra que o tratamento térmico que mais se aproximou dos valores de dureza estabelecidos, é a Mistura (AISI D2) duplamente revenida a 500°C. Então, é importante mencionar que todos os resultados e discussão seguintes no presente trabalho estão atrelados a este tratamento térmico em específico.

Apesar da dureza aparente ser uma propriedade mecânica muito importante, outras duas propriedades físicas são tão importantes quanto. Essas propriedades são a densidade aparente e a resistência à ruptura radial dos insertos. Um resumo dos resultados obtidos para tais propriedades nos componentes tratados termicamente pode ser observado na Tabela 4.

Em comparação ao trabalho desenvolvido anteriormente por Santos et al.[8,20,21], apenas com componentes sinterizados, a densidade aparente pode ser considerada a mesma, 7,3 g.cm-3. O valor de dureza aparente medido por Santos[8] foi inferior, 325 ± 22 HB, aos obtido no presente trabalho, 355 ± 2 HB. Além disso, o valor de resistência à ruptura radial medido por Santos[8] foi maior, 945 ± 81 MPa, do que o mostrado neste trabalho, 792 ± 57 MPa. Embora o valor de resistência à ruptura radial obtido no presente trabalho seja menor quando comparado com aquele alcançado por Santos[8], essa propriedade só é necessária durante a montagem do inserto no cabeçote do motor. Portanto, não existe um valor de referência mínimo para a resistência à ruptura radial, o componente apenas precisa suportar os esforços durante a etapa de montagem.

A medida da composição química do inserto é mostrada

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OUT A DEZ 2017 51

TRATAMENTO TÉRMICO

NbC B’ Cu

MnS B

M’ M

25 μm 500x Fig. 4. Micrografia obtida por microscopia óptica da Mistura (AISI D2) temperada ao ar e duplamente revenida a 500 ºC mostrando as diversas fases presentes. Ataque Nital 3% por 5 s Fe

na Tabela 5. Os teores de carbono e enxofre foram determinados através do método de análise de gás, todos os outros elementos foram determinados usando a espectrometria por energia dispersiva de fluorescência de raios X. Dos resultados mostrados na Tabela 5, a respeito da concentração de cobre, pode-se notar uma variação na sua quantidade em relação ao seu valor nominal (ver Tabela 1).

Este valor deveria ser de 10%, mas o valor medido foi de 11,79%. Tal variação na quantidade de cobre pode ser justificada por não ter-se pareado com precisão a massa do anel de cobre (Fig. 2. b)), que devia ser de dez por cento da massa do inserto, com a massa de cada inserto compactado.

A taxa de resfriamento obtida durante a têmpera ao ar dos insertos (ver Fig. 3) foi medida com o auxílio de termopares tipo k afixado à amostra e a um sistema de aquisição de dados, sendo que a taxa de resfriamento medida foi de 0,6°C/s.

Na Mistura foram encontradas outras microestruturas diferentes a esperada para o aço ferramenta AISI D2, isto ocorreu devido à adição de outros elementos, i.e., pós de ferro, sulfato de manganês, carboneto de nióbio, grafite e cobre. A Fig. 4 mostra a micrografia óptica da Mistura. É possível observar algumas ilhas de ferrita (identificada por Fe) quase não transformadas, fina distribuição de cobre (Cu), presença de grandes quantidades de martensita (M), fase esta principalmente atrelada a transformação das partículas do aço ferramenta que foram austenitizadas durante a têmpera ao ar e, baixa quantidade de poros (regiões escuras) devido à alta densidade aparente do componente. A rápida transformação da austenita em outras fases, devido a alta taxa de difusão da Mistura, resultou em grandes ilhas de perlita (P) e bainita (B) no contorno de tal 52 OUT A DEZ 2017

Industrial Heating

partícula. Também observou-se a presença de baixa quantidade de martensita contendo altos teores de carbono (tipo M ‘), assim como a presença de sulfeto de manganês (MnS) e carboneto de nióbio (NbC). Todas as fases presentes contribuíram para os bons resultados alcançados durante a caracterização física e mecânica dos insertos obtidos com tal Mistura.

Conclusão Os tratamentos térmicos provaram ser eficientes no que tange as variações de propriedades físicas e mecânicas pretendidas nos componentes.

Todas as partículas do aço ferramenta AISI D2 presentes na microestrutura dos insertos foram completamente transformadas em martensita, mesmo a têmpera ao ar impondo uma taxa de resfriamento branda ao material.

Apesar da alta difusão do carbono nas partículas de ferro, resultando na formação de fases perlíticas que prejudicam algumas propriedades desejadas ao componente, o aço ferramenta AISI D2 teve a maior influência nas propriedades físicas e mecânicas dos insertos de assentos de válvulas.

Os insertos obtidos com o aço ferramenta AISI D2, sendo este um aço ferramenta para trabalho a frio, atenderam as exigências mínimas de propriedades mecânicas impostas pelas montadoras, podendo ser testados em motores a combustão devido ao seu menor custo em relação a outros aços, por exemplo, os aços rápidos tipo AISI M3:2 e AISI M2.

Agradecimentos Os autores agradecem a CAPES e ao CNPq pelo apoio financeiro. Além disso, a General Motors SA, Höganäs e Grupo Combustol & Metalpó pelo fornecimento de materiais e equipamentos.

As referências podem ser consultadas online no endereço: http:// aquecimentoindustrial.com.br/tempera-ao-ar-de-insertos-de-assentos-de-valvulas-obtidos-com-o-aco-ferramenta-aisi-d2 O artigo apresentado foi terceiro colocado do Prêmio Revista Industrial Heating Brasil, oferecido na VIII Conferência Brasileira sobre Temas de Tratamento Térmico - TTT 2017.

PARA MAIS INFORMAÇÕES: M.Sc. Maurilio Pereira Gomes, Mestre em Tecnologia Nuclear com formação em Projetos Mecânicos; Instituto de Pesquisas Energéticas e Nucleares, Av. Lineu Prestes, 2242, Cidade Universitária, São Paulo (SP); tel: (11) 3133-9210; email: maurilio.pereira.gomes@gmail.com.

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OUT A DEZ 2017 53

AÇOS FERRAMENTA

Eficácia do Tratamento Criogênico Profundo no Aprimoramento de Propriedades de Aços Ferramenta B. Podgornik, V. Leskovšek - Instituto de Metais e Tecnologia, Universidade de Ljubljana (Eslovênia) O objetivo deste trabalho de pesquisa foi investigar o efeito do tratamento criogênico profundo nas propriedades dos aços ferramenta, incluindo tenacidade à fratura, capacidade de carga, e resistência ao desgaste e ao mesmo tempo determinar a eficácia do tratamento dependendo do tipo de aço ferramenta e de sua composição química.

E

m corte fino de chapas, estampagem e aplicações de puncionagem (ou furação) as ferramentas estão expostas a condições exigentes de contato, incluindo elevadas cargas, elevadas pressões de contato, elevadas temperaturas de contato e desgaste. Deste modo, a superfície da ferramenta é sujeita a uma combinação complexa de cargas mecânicas cíclicas, cargas químicas e cargas tribológicas que levam à fadiga, ao lascamento e ao desgaste da ferramenta[1]. Em geral, o modo de falha da ferramenta e sua progressão depende do material da

ferramenta e do tratamento térmico usado, formato da ferramenta, projeto e da fabricação, parâmetros do processo de conformação e material sendo trabalhado[2]. No entanto, o maior impacto vem do material do ferramental e de sua microestrutura. Propriedades básicas do material que regem o desempenho da ferramenta são a dureza, ductilidade e a tenacidade e embora a prevenção da falha da ferramenta esteja normalmente relacionada a um nível crítico de dureza, a tenacidade revela o potencial completo do material[3-5].

Num mercado exigente, especialmente focado na indúsFn = 400 - 4,000 N

a = 4mm f = 15 Hz v = 0.12 m/s

Fn = 83 N pH = 1.2 GPa

Bola de WC o 32mm

v = 0.01 m/s Mola de carregamento

Disco de aço ferramenta

a)

Porta amostra com movimento

Aço ferramenta revestido

Fig. 1. a) Configuração do teste de desgaste e b) Configuração do teste de capacidade de carga 54 OUT A DEZ 2017

Industrial Heating

Cilindro de WC

b)

AÇOS FERRAMENTA

70

a)

VHT DCT

68 Dureza [HRC]

66 64 62 60 58 56 54

Tenacidade à fratura [MPa*m1/2]

18 16

1

2 A1

3

1

2 3 A2 Grupo de tratamento térmico

1

2 B1

b)

3

VHT DCT

14 12 10 8 6 4 2 0

1

2 A1

3

1

2 A2

3

1

2 B1

3

Grupo de tratamento térmico 0,3 c)

VHT DCT

0,25 Razão KIC/HRC em (c)

tria automotiva que demanda o uso de novos materiais de elevada resistência e de baixo peso, como aços de elevada resistência (High Speed Steel-HSS e Advanced High Strenght Steel-AHSS), os quais são cada vez mais difíceis de conformar[6], também as propriedades da ferramenta incluindo dureza, tenacidade à fratura e resistência ao desgaste[7]. É também necessário apontar que as propriedades requeridas da ferramenta são geralmente não mutualmente compatíveis, por exemplo a elevada dureza com a elevada tenacidade à fratura.

Tradicionalmente, ferramentas de conformação são termicamente tratadas à vácuo de maneira a obter a microestrutura de martensita revenida e uma distribuição uniforme de carbonetos, o que proporciona suficiente tenacidade à fratura na dureza de trabalho e aceitável resistência ao desgaste[8]. Além disso, ao aprimorar os parâmetros de tratamento térmico e utilizar propriedades adicionais de processos térmicos e termoquímicos para aços ferramenta e suas resistências ao desgaste podem ser então otimizadas e ajustadas para uma aplicação específica[9]. Nos últimos anos, o tratamento criogênico profundo (Deep cryogenic treatment - DCT) tem ganhado especial atenção em muitas aplicações. É definido como um processo adicional ao tratamento térmico convencional e envolve o resfriamento do material para cerca de - 196°C por até 40 horas. Tratamento criogênico não é, por si só um tratamento térmico, mas sim como um processo complementar ao tratamento térmico a vácuo antes do revenimento[10]. Inúmeras pesquisas a respeito de aços para trabalho a frio e de aços rápidos mostraram que o tipo de tratamento pode levar a uma melhoria no desempenho do material, especialmente tenacidade à fratura e resistência ao desgaste[11]. A razão principal para isso acontecer é devido à completa eliminação da austenita retida e a formação de carbonetos muito pequenos dispersos na estrutura de martensita revenida[12].

No entanto, existem alguns resultados contraditórios, com estudos relatando tanto a melhoria quanto a deterioração das propriedades de tenacidade e de resistência ao desgaste em aços para trabalho a frio e em aços rápidos após o tratamento criogênico profundo.

Outra maneira de melhorar a resistência ao desgaste da ferramenta é a aplicação de revestimentos de elevada resistência[13,14]. No entanto, ainda que foi demonstrado por muitos estudos e aplicações industriais bem-sucedidas que os revestimentos de PVD duro, CVD e PVACVD possuam elevados potenciais e benefícios ao aprimorar proprie-

0,2 0,15 0,1 0,05 0

1

2 A1

3

1

2 A2

3

1

2 B1

3

Grupo de tratamento térmico Fig. 2. Efeito do tratamento criogênico profundo na (a) dureza (b) tenacidade à fratura e (c) razão KIC/HRC

dades de fricção e resistência ao desgaste das superfícies de contato, a maioria das ferramentas de conformação não possuem revestimento e os elementos de corte na estampagem e na puncionagem ainda são feitos de carbeto de tungstênio. Além dos formatos complexos das ferramentas de conformação e a alta tendência de utilizar revestimentos cerâmicos de elevada dureza, escamação e capacidade www.revistalH.com.br

OUT A DEZ 2017 55

AÇOS FERRAMENTA

limitada de carga restringem fortemente o uso de revestimentos duros em aplicações de conformação[15,16].

Capacidade de carga pode ser simplesmente aprimorada ao aumentar a dureza do substrato (camada de metal logo após o revestimento), o que por outro lado também resulta na redução da tenacidade à fratura. Contudo, em cargas cíclicas, típicas para muitas operações de conformação, resistência ao começo da formação da trinca e de sua propagação é igualmente ou ainda mais importante do que resistência ao desgaste[14], com propriedades do substrato, especialmente ductilidade e tenacidade à fratura possuindo efeito significativo em seu comportamento de desgaste e capacidade de carga.

O objetivo desta pesquisa é investigar o efeito do tratamento criogênico profundo na tenacidade à fratura, resistência ao desgaste e capacidade de carga em aços para trabalho a frio para determinar a eficácia do tratamento criogênico profundo variando do tratamento térmico à vácuo precedente como também do tipo de aço ferramenta e composição química.

Materiais e Métodos Materiais e Tratamento térmico O material de referência usado nessa pesquisa foi o aço ferramenta comercial para trabalho a frio de elevada resistência à fadiga produzido por metalurgia do pó (P/M), que foi denominado A1, contendo baixo carbono e elevado tungstênio e cobalto.

De maneira a avaliar a eficácia do tratamento criogênico profundo em

tenacidade à fratura e capacidade de carga, mais dois outros aços ferramenta foram incluídos neste estudo, um deles é um aço para trabalho a frio contendo elevada concentração de carbono e vanádio (denominado A2) e o outro um aço rápido (denominado B1). As composições químicas estão listadas na Tabela 1. As amostras utilizadas foram chapas de 20x20x8 mm, cilindros com diâmetro de 10mm e comprimento de 100mm e barras entalhadas de modo circunferencial - CNTB[5], e todas foram usinadas de blocos completamente recozidos,

tratadas termicamente a vácuo em um forno horizontal para têmpera à vácuo usando pressão de gás a 5 bar.

Para avaliar o efeito do tratamento térmico a vácuo anterior foram disponibilizadas três séries de condições, resultando em diferentes combinações de durezas e tenacidade à fratura (Tabela 2). O Grupo 1 de amostras foi destinado a obter o maior valor de dureza sendo temperado de uma elevada temperatura de austenização e triplamente revenido por 2 horas em baixa temperatura de revenimento.

De modo a obter elevada tenacidade

Tabela 2. Parâmetros de tratamento térmico a vácuo e de tratamento criogênico profundo Austenitização

Tratamento DCT

Revenimento

Temp. [°C]

tempo de permanência no forno [min]

Temp. [°C]

Tempo de imersão [h]

Temp. [°C]

Tempo [h]

1

1130

6

-

-

520/520/500

2/2/2

2

1100

20

-

-

500/500/480

2/2/2

3

1070

20

-

-

585/585/565

2/2/2

1P

1130

6

-196

25

520

2

2P

1100

20

-196

25

500

2

3P

1070

20

-196

25

585

2

1

1180

6

-

-

540/540/510

2/2/2

2

1180

6

-

-

560/560/530

2/2/2

3

1180

6

-

-

500/500/480

2/2/2

1P

1180

6

-196

25

540

2

2P

1180

6

-196

25

560

2

3P

1180

6

-196

25

500

2

1

1180

2

-

-

530/530/500

2/2/2

2

1100

20

-

-

560/560/530

2/2/2

3

1030

20

-

-

570/570/540

2/2/2

1P

1180

2

-196

25

530

2

2P

1100

20

-196

25

560

2

3P

1030

20

-196

25

570

2

Grupo

A1

A2

B1

Tabela 1. Composição química nominal dos aços ferramenta utilizados no estudo (em %wt) Material

C

Si

Mn

Cr

Mo

V

W

Co

A1

0.85%

0.55%

0.40%

4.35%

2.80%

2.10%

2.55%

4.50%

A2

2.45%

0.55%

0.40%

1.20%

3.80%

9.00%

1.00%

2.00%

B1

1.65%

0.60%

0.30%

4.80%

2.00%

4.80%

10.40%

8.00%

56 OUT A DEZ 2017

Industrial Heating

AÇOS FERRAMENTA

Fig. 3. Microestrutura do aço ferramenta A1 após (a) têmpera, (b) revenimento triplo convencional (Grupo 1) e (c) revenimento único (Grupo 1P)

Fig. 4. Distribuição dos carbonetos eutéticos não dissolvidos (MC- cinza/preto e M6C- branco) em tratamento térmico convencional (Grupo 1) no aço ferramenta; (a) A1, (b) B1 e (c) A2

à fratura em dureza de trabalho de cerca de 64 HRC, a temperatura de austenitização do segundo grupo (Grupo 2) foi diminuída e a temperatura de revenimento também foi modificada conforme identificado na Tabela 2. O Grupo 3 foi temperado na menor temperatura de austenitização e revenido em uma maior temperatura, o que deve conferir máxima tenacidade à fratura. A têmpera foi seguida de um tratamento criogênico profundo imergindo as amostras em nitrogênio líquido por 25 horas e então foi aplicado um único revenimento por 2 horas (Tabela 2).

Revestimento Após o tratamento térmico, as amostras cilíndricas foram polidas superficialmente (R a = 0.05 – 0.10 µm), limpas por sputtering e revestidas por uma monocamada de TiAlN comercial com dureza de 3300 HV. O revestimento foi depositado a uma temperatura ~450°C com uma espessura ~2µm utilizando o processo de magnetron sputtering.

Detalhes do processo de deposição de revestimento estão disponíveis na referência[18].

Tenacidade à Fratura e Dureza Aços temperados e revenidos sendo para trabalhos a frio ou aços rápidos possuem alta sensibilidade ao entalhe, o que

torna difícil encontrar padrões de medida para ensaios de tenacidade à fratura. Por outro lado, no caso de uma amostra não padrão CNPTB (detalhes na referência[5]) pode-se realizar trinca por fadiga antes do tratamento térmico, sem efeito prejudicial na trinca e nos resultados de tenacidade à fratura medidos[5]. Portanto, amostras CNPTB foram usadas nestes estudos para medir tenacidade à fratura do aço ferramenta obtida por diferentes condições de tratamento térmico (Tabela 2). Para obter dados estatisticamente relevantes foram utilizadas 12 amostras para cada material e para cada série de tratamento térmico.

Amostras CNPTB foram pré-trincadas sob modo de flexão rotativa em ensaio de fadiga. Usando carga de 450N e 5.000 ciclos, trincas profundas foram nucleadas com 0,40,5mm na raiz do entalhe. Após o tratamento térmico, as amostras CNTB pré-trincadas foram submetidas a carga de tração usando a máquina de teste Instron 1.255 a uma velocidade de tração a 1,0 mm/min. Ao registrar a carga (P) durante a fratura, conhecendo o diâmetro do entalhe (D=10mm) e medindo o diâmetro da área fragilmente fraturada (d), a tenacidade à fratura foi calculada usando a Equação 1[5].

Em cada amostra CNTB a dureza do núcleo também foi medida usando o equipamento Rockwell C-Wilson-Rockwell B 2000. www.revistalH.com.br

OUT A DEZ 2017 57

AÇOS FERRAMENTA

0.80

Coeficiente de atrito µ

0.78

a)

VHT

DCT

0.76 0.74 0.72 0.70 0.68 0.66 0.64 0.62 0.60

A1 - 1

A1 - 3

A2 - 1

A2 - 3

B1 - 1

B1 - 3

Aço ferramenta e tratamento térmico

Distância até o estado estacionário

60

VHT

b)

DCT

50 40 30 20 10 0

A1 - 1

A1 - 3

A2 - 1

A2 - 3

B1 - 1

B1 - 3

Aço ferramenta e tratamento térmico

Volume de desgaste [mm3]

0.06

VHT

c)

DCT

0.05 0.04 0.03 0.02 0.01 0.00

A1 - 1

A1 - 3

A2 - 1

A2 - 3

B1 - 1

B1 - 3

Aço ferramenta e tratamento térmico Fig. 5. Efeito do tratamento criogênico profundo em (a) coeficiente de atrito no estado estacionário, (b) distância de deslizamento até condições estacionárias e (c) volume de desgaste dos aços ferramenta utilizados

Resistência ao Desgaste O efeito do tratamento criogênico profundo na razão dureza/tenacidade à fratura e resistência ao desgaste foi determinada sob condições de deslizamento alternado utilizando uma configuração do tipo ball-on-flat (Fig. 1. a)). Com o 58 OUT A DEZ 2017

Industrial Heating

propósito de concentrar todo o desgaste no disco de aço ferramenta (diâmetro 20 x 8mm) foi usada uma bola WC (diâmetro 32 mm) como contra-corpo. Ensaios de desgaste sob condições de deslizamento sem lubrificação foram realizados em condições ambiente, com velocidade média de deslizamento de 0,12m/s, carga de 83 N (pH = 1.2GPa) e distância total de deslizamento de 250m.

Capacidade de Carga Capacidade de carga dinâmica foi determinada sob condições sem lubrificação e de aumento progressivo de carga utilizando um equipamento para testes de varredura de carga[19]. A configuração do teste envolve dois cilindros cruzados (diâmetro de 10 mm e comprimento de 100mm), que deslizam sob uma velocidade constante de 0,01 m/s com carga normal aumentando gradativamente por um sistema baseado em molas. Através de uma configuração específica, cada ponto, ao longo do caminho de contato dos dois cilindros corresponde a uma única carga e permite exata determinação dos defeitos de superfície relacionados com cargas críticas. Na pesquisa atual, cilindros de aço ferramenta com revestimento duro foram carregados contra cilindros de carbeto de tungstênio (WC) polidos (R a=0,05µm e 2200 HV), e foram testados a temperatura ambiente com cargas normais no intervalo de 1,0 a 3,8kN, o que corresponde a uma normal de contato nominal Hertziana de cerca de 4,5GPa. A capacidade de carga foi avaliada com base na carga crítica para o início da trinca no revestimento e a concretização do padrão da propagação da trinca.

Resultados e Discussão Tenacidade à Fratura e Dureza Resultados de tenacidade à fratura e dureza medidos para aço ferramenta para as diferentes combinações de tratamento térmico e parâmetros para três diferentes aços ferramenta estão ilustrados na Fig. 2. Após tratamento térmico a vácuo na máxima temperatura de austenitização de 1130°C (Grupo 1), aços ferramenta A1 alcançaram a dureza mais elevada de 65,8 HRC, mas a menor tenacidade à fratura de apenas 6,1 MPa*m1/2 e razão de tenacidade à fratura por dureza de 0,100. Ao reduzir a temperatura de austenitização para 1100°C (Grupo 2), a tenacidade à fratura do aço ferramenta tipo A1 aumentou para 10,2 MPa*m1/2, no qual foi obtida uma dureza de trabalho de 64 HRC (KIC/ HRC= 0,160). A maior tenacidade à fratura e razão de KIC/HRC (KIC=12,7 MPa*m1/2 e KIC/HRC=0,215) foi

AÇOS FERRAMENTA

Fig. 6. Cicatrizes de desgaste para as amostras (a) A1-1, (b) A1-1P, (c) A2-1 e (d) B1-3

obtida para aço ferramenta A1 tratado termicamente a vácuo na menor temperatura de austenitização a 1070°C e na maior temperatura de revenimento (Grupo 3). No entanto, isso também leva para a menor dureza de 59,3 HCR (Fig. 2).

No caso do aço rápido B1, uma elevada temperatura de austenitização (Grupo 1) resultou em uma dureza de cerca de 68 HRC e tenacidade à fratura de 7,6 MPa*m1/2 (KIC/ HRC=0,110). Na temperatura intermediária de austenitização a 1100°C (Grupo 2), a dureza de B1 caiu para 64,1 HRC, mas sua tenacidade à fratura só aumentou para 8,7 MPa*m1/2, portanto, aumentou a razão para KIC/HRC=0,135. Finalmente, a maior tenacidade à fratura de B1 foi de 10 MPa*m1/2, e foi obtida na menor temperatura de austenitização e na maior temperatura de revenimento (Grupo 3), mas também obteve a menor dureza a 60,8 HRC (KIC/ HRC=0,165).

Para o aço ferramenta A2, a temperatura de austenitização foi mantida constante e apenas a temperatura de revenimento foi modificada de modo a obter razões diferentes (KIC/HRC).

A máxima dureza de 66,1HRC e tenacidade à fratura de 11,2 MPa*m1/2 (KIC/HRC=0,170) foi alcançada quando revenida a 540°C (Grupo 1).

Por outro lado, a maior razão KIC/ HRC de 0,230, foi obtida na temperatura de revenimento de 500°C (Grupo 2), na qual também resultou na maior tenacidade à fratura de 15 MPa*m1/2 a uma dureza de trabalho de 64,6 HRC. A mesma dureza foi obtida também na maior temperatura de revenimento a 560°C (Grupo 3), mas a tenacidade à fratura foi reduzida a 10,6 MPa*m1/2 e a razão KIC/ HRC a 0,165 (Fig. 2).

Combinando tratamento térmico a vácuo com tratamento criogênico profundo em nitrogênio líquido por 25 horas resultou em efeitos diversos nas propriedades dos aços ferramenta estudados, como é mostrado na Fig. 2. No caso do aço baixo carbono A1, o tratamento criogênico profundo aumentou a tenacidade à fratura enquanto manteve a dureza elevada. Para o grupo de amostras com

maior dureza (Grupo 1), a tenacidade à fratura aumentou quase 70% e a dureza diminuiu menos que 1 HRC, portanto aumentou a razão para KIC/ HRC=1=0,160. Na dureza de trabalho (Grupo 2), o tratamento criogênico obteve menor efeito, aumentando a tenacidade a fratura a 22% enquanto manteve a dureza a 64 HRC. No entanto, o menor efeito do tratamento criogênico profundo para os aços A1 foi observado no grupo cujos parâmetros apontavam para uma maior tenacidade à fratura e menor dureza (Grupo 3). Nesse caso, a dureza permaneceu cerca de 60 HRC enquanto a tenacidade à fratura aumentou apenas 10%, levando a uma razão KIC/ HRC=0,240, como mostrado na Fig. 2. Uma melhoria considerável na tenacidade à fratura enquanto a dureza é conservada não pode ser explicada pela transformação da austenita retida[20]. Apesar de que a austenita retida foi observada na microestrutura como uma condição de têmpera (Fig. 3. a)), sua fração volumétrica após o tratamento criogênico profundo e/ ou revenimento (Fig.3. b) e Fig.3. c)) estava abaixo do limite de detecção do DRX e foi medida de forma incerta, isto é <1,0%. Resultados indicam que durante o tratamento criogênico profundo, martensita na forma de agu-

Fig. 7. Aparecimento de (a) primeiras trincas Lc1, (b) padrão de trincas densas Lc2 no revestimento de TiAlN depositado em aço ferramenta para trabalho a frio e termicamente tratado www.revistalH.com.br

OUT A DEZ 2017 59

AÇOS FERRAMENTA

4

Carga Crítica (kN)

3,5

VHT

a)

DCT

3 2,5 2 1,5 1 0,5 0

1

1P

2

2P

3

3P

Substrato tratado termicamente 4

Carga Crítica (kN)

3,5

VHT

b)

DCT

3 2,5 2 1,5 1 0,5 0

1

1P

2

2P

3

3P

Substrato tratado termicamente 4

Carga Crítica (kN)

3,5

VHT

c)

DCT

3 2,5 2 1,5 1 0,5 0

1

1P

2

2P

3

3P

Substrato tratado termicamente Fig. 8. Efeito da razão KIC/HRC e do tratamento criogênico profundo na capacidade de carga dos aços investigados (a) A1, (b) A2 e (c) B1

lhas finas e plasticamente deformadas são formadas, o que combinado com a quantidade reduzida de carbono dissolvido faz com que a precipitação de carbonetos tenha maior condicionamento e maior homogeneidade para o tipo MC (cinza/preto) e o tipo M6C (branco, Fig. 4. a)) e isso proporciona a uma tenacidade à fratura melhorada[20-23].

No caso de aço rápido B1, o tratamento criogênico 60 OUT A DEZ 2017

Industrial Heating

profundo praticamente não obteve nenhum efeito na tenacidade à fratura e na dureza. Para o caso de maior dureza (Grupo 1) a tenacidade à fratura aumentou cerca de 10% quando tratado termicamente a vácuo na maior temperatura de austenitização e combinado com o DCT. No entanto, isso levou a uma diminuição da dureza em ~0,5 HRC. No entanto, para os outros casos (dureza de trabalho - Grupo 2, alta tenacidade à fratura - Grupo 3), o aumento na tenacidade à fratura foi menor de 5%, mas combinado com durezas levemente maiores, como ilustrado na Fig. 2. Esse pequeno efeito do tratamento DCT para os aços rápidos B1 pode ser contribuído por uma fração volumétrica quase insignificante de austenita retida, mas principalmente por uma elevada fração volumétrica de carbonetos eutéticos não dissolvidos (16 a 20% de MC+M6C, Fig. 4. b)), consequentemente diminuindo o efeito da deformação plástica da martensita.

Finalmente para aços ferramenta para trabalhos a frio com elevados teores de carbono e vanádio, o tratamento criogênico profundo mostrou até mesmo efeitos negativos, como mostrado na Fig. 2. Nos 3 casos possibilitou a redução da tenacidade à fratura e/ou da dureza. Quando comparado com um aço rápido B1, o aço A2 também possui elevada fração volumétrica de carbonetos eutéticos não dissolvidos (~20%), os quais, no entanto, são mais estáveis do que carbonetos do tipo MC (Fig. 4. c)), levando a deterioração das propriedades ao aplicar o tratamento DCT. Resistência ao Desgaste Efeito do tratamento criogênico profundo nas propriedades tribológicas do aço ferramenta é ilustrado na Fig. 5 e típicas cicatrizes de desgaste na Fig. 6. No caso do aço ferramenta para trabalho a frio A1 e tratado termicamente de forma convencional, um estado médio estacionário de coeficiente de atrito de ~0,7 (alcançado após 30 minutos de deslizamento) foi utilizado para diferentes condições de tratamento térmico (temperaturas de autenitização e revenimento) (Fig. 5. a) e Fig. 5. b)). Para elevadas temperaturas de austenitização (Grupo 1), resultou na maior dureza de 65,8HRC e na menor tenacidade à fratura de apenas 6,1 MPa*m1/2, o volume de desgaste alcançado foi de 0,045 mm3 após a distância de 250 m de deslizamento. Desgaste abrasivo foi encontrado no maior mecanismo de desgaste (Fig. 6. a)).

Reduzindo a temperatura de austenitização e aumentando a temperatura de revenimento (Grupo 3) mais do que dobrou a tenacidade à fratura, porém reduziu bastante a dureza e consequentemente reduziu a resistência ao desgaste abrasivo,

AÇOS FERRAMENTA

com o volume de desgaste aumentando para 0,05m3 (Fig. 5. c)). Tratamento DCT não teve efeito evidente no coeficiente de atrito, na distância de deslizamento quando as condições invariantes foram alcançadas e no mecanismo de desgaste, no entanto, levou a um desgaste 10% maior, sendo principalmente relacionado a uma dureza menor.

Aço ferramenta para trabalho a frio tipo A2 com maior fração de volume de carbonetos mostra maior coeficiente de atrito ~0,71, alcançado após 30 m de distância deslizada, mas com cerca de 50% melhor resistência ao desgaste quando comparado a A1. O volume de desgaste após 250 m foi de 0,03m3 enquanto a dureza caiu para abaixo de 61 HRC. Novamente o tratamento criogênico profundo não teve nenhum efeito sobre o coeficiente de atrito, mas com a redução da dureza e/ou tenacidade à fratura, a resistência ao desgaste decaiu em torno de 20%, como visto na Fig. 5. c).

No caso do aço rápido B1, o coeficiente de atrito após o tratamento térmico convencional foi de 0,72 alcançado após 30-35 m, independente da temperatura de austenitização ou de revenimento. Contudo, para maior temperatura de austenitização e menor de revenimento (Grupo 1), oferecendo maiores durezas em torno de 68 HRC, o volume de desgaste após 250m foi de 0,0035mm3 o que aumentou de

0,05m3 enquanto a dureza caiu para 61 HRC (Grupo 3).

Neste caso o tratamento criogênico profundo surtiu alguns efeitos positivos, reduzindo levemente o coeficiente de atrito e a distância de deslizamento quando as condições estacionárias foram alcançadas (Fig. 5. a) e Fig. 5. b)). Além disso, quando permitiu o aumento da dureza e tenacidade à fratura (Grupo 3), permitiu numa melhoria de 10% na resistência ao desgaste (Fig. 5. c)).

Capacidade de Carga Os efeito da razão tenacidade à fratura vs dureza e o tratamento criogênico profundo na capacidade de carga em aços ferramenta foi avaliado em termos de cargas críticas para o aparecimento das primeiras trincas (Lc1), Fig. 7. a).

Fig. 7. b) mostra um padrão de intensas trincas no topo do revestimento de TiAlN (Lc2). Os resultados estão apresentados na Fig. 8.

No caso de aços baixo carbono A1, o tratamento térmico a vácuo proporcionou a maior dureza de quase 66HRC (Grupo 1) e também resultou em excelente capacidade de carga. As primeiras trincas no revestimento não foram observadas até a carga crítica (Lc1) de 3,1kN, enquanto nenhum padrão de trincas densas pôde ser observado até a carga

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OUT A DEZ 2017 61

AÇOS FERRAMENTA

máxima de 3,8kN (Fig. 8. a)). Analisando de outra maneira, o aumento da tenacidade à fratura às custas na redução na dureza do substrato leva a deterioração da capacidade de carga. Quando a dureza no substrato cai para 64 HRC (Grupo 2 e 2P), as primeiras trincas (Lc1) foram observadas entre 2,8 e 2,9kN. Como mostrado na Fig. 8. a), a melhora na tenacidade à fratura obtida pelo tratamento criogênico profundo não teve efeito na capacidade de carga no aço A1 quando a dureza foi menor que 64 HRC. Então o primeiro nível de dureza suficiente para o substrato (>64 HRC) precisa ser obtido de forma a melhorar a tenacidade à fratura.

Para aço ferramenta para trabalho a frio com elevados teores de carbono e vanádio (A2) e tratado termicamente a vácuo, foram encontrados maior dureza (>66 HRC) e também na maior tenacidade à fratura acima de 11 MPa*m1/2, o que leva para o melhor resultado de capacidade de carga (Lc1= 3,3kN), como ilustrado na Fig. 8. b). No caso do aço A2, outros dois grupos (Grupos 2 e 3) também tratados termicamente a vácuo, forneceram durezas de mais de 64 HRC e maior razão KIC/HRC, o que reflete em uma boa capacidade de carga com os valores de Lc1 entre 2,7 e 2,8kN e os valores de Lc2 entre 2,8 e 3,2kN. O tratamento criogênico profundo reduziu a dureza e a tenacidade à fratura do aço A2 de uma forma geral e consequentemente diminuiu a capacidade de carga, como mostrado na Fig. 8. b). A maior queda na capacidade de carga foi cerca de 20% observadas nas amostras do Grupo 1, onde o tratamento causou a redução da dureza e da tenacidade a fratura como está exposto na Fig. 2. Embora o tratamento DCT tenha aumentado levemente a tenacidade à fratura de amostras do Grupo 2, a redução da dureza para abaixo de 64 HRC levou também a redução da capacidade de carga. Vendo por outro lado, se a dureza fosse aumentada pelo tratamento DCT (Grupo 3), irá ajudar a melhorar a capacidade de carga ao invés de reduzir consideravelmente a tenacidade à fratura e a razão KIC/HRC como está exposto na Fig. 8. b).

Finalmente para o aço rápido B1, com a tenacidade à fratura abaixo de 10 MPa*m1/2, sua dureza desempenha maior papel em termos de capacidade de carga. No caso das amostras do Grupo 1 com dureza de ~68 HRC, as primeiras trincas no revestimento foram observadas na carga crítica de 3,2kN. Ao reduzir a dureza do substrato para 64 HRC (Grupo 2) e 61 HRC (Grupo 3), a capacidade de carga Lc1 caiu para 2,8kN e 2,1kN respectivamente. Como mostrado na Fig. 2, o tratamento criogênico profundo tem praticamente nenhum efeito sobre a dureza e tenacidade à fratura do aço B1 e consequentemente não afeta sua capacidade de carga.

62 OUT A DEZ 2017

Industrial Heating

Conclusões Efeitos do tratamento criogênico profundo nos aços ferramenta depende fortemente do tipo de aço ferramenta e composição química. No caso de aço ferramenta para trabalho a frio com baixo carbono (A1) o tratamento DCT resultou na formação de martensita fina plasticamente deformada e grande aumento a tenacidade a fratura enquanto apenas reduz marginalmente a dureza do núcleo. Por outro lado, para aço ferramenta para trabalho a frio com alto teor de carbono e vanádio (A2) com maior fração de volume de carbonetos, o tratamento DCT teve efeito negativo reduzindo tenacidade a fratura e/ou dureza. No entanto, no caso de aço rápido B1, o tratamento não surtiu nenhum efeito sobre suas propriedades mecânicas.

Alteração na razão KIC/HRC, obtida por mudanças nos parâmetros do tratamento térmico a vácuo e uso do tratamento criogênico profundo afeta na resistência ao desgaste do aço ferramenta. Contudo, no caso do mecanismo de desgaste abrasivo estiver prevalecendo como mecanismo de desgaste, a dureza ainda desempenha papel fundamental. Nos casos dos aços ferramenta investigados, o tratamento DCT resultou de uma forma geral na redução da dureza e consequentemente na redução da resistência ao desgaste abrasivo. No entanto, quando houver melhoria simultânea na dureza e na tenacidade a fratura, com o nível de dureza acima de 60 HRC, resistência ao desgaste de até 10% pode ser obtida.

Também em termos de capacidade de carga a dureza do substrato se mostrou o parâmetro mais importante. De forma a obter boa capacidade de carga a dureza no substrato precisa ser maior do que 64 HRC, independentemente do tipo de aço ferramenta, e quanto maior for a dureza, melhor é essa capacidade de carga.

As referências podem ser consultadas online no endereço: http:// aquecimentoindustrial.com.br/eficacia-do-tratamento-criogenico-profundo-no-aprimoramento-de-propriedades-de-acos-ferramenta Revisão gentilmente realizada pela Professora do Depto de Engenharia de Materiais da USP - São Carlos, Lauralice Canale, e-mail: lfcanale@sc.usp.br.

PARA MAIS INFORMAÇÕES: Bojan Podgornik é Professor Doutor, pesquisador e chefe de departamento no Instituto Metais e Tecnologia da Universidade de Ljubljana, na Eslovênia. El epode ser contatado pelo e-mail: bojan.podgornik@itm.si. Vojteh Leskovšek, é Professor Doutor no Instituto de Metais e Tecnologia da Universidade de Ljubljana, na Eslovênia. Ele pode ser contatado pelo e-mail: vojteh.leskovsek@imt.si.

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VI CURSO DE INTRODUÇÃO AO TRATAMENTO TÉRMICO E METALOGRAFIA 22 e 23 de Agosto - EATON - Valinhos/SP 6th Heat Treatment and Metallography Course, Aug 22 and 23

II ENGRENAGENS - USINAGEM E TRATAMENTO TÉRMICO 26 e 27 de Setembro 2nd Gears Seminar - Machining and Heat Treatment, Sep 26 and 27

VI SEMINÁRIO DE TECNOLOGIA DO FORJAMENTO 03 e 04 de Dezembro - FEI - São Bernardo do Campo/SP 6th Forging Technology Seminar, Dec 03 and 04

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