IH + FORGE jun 2022

BRASIL

Abr a Jun 2019 The International Journal Of Thermal Processing

JUNHO 2022

Porque Afundou o Titanic?

(Parte I) 26

BRASIL

ÍNDICE

30 Cementação - Perguntas e Respostas com o Doutor em Tratamento Térmico (Parte II) 33 Retrofits de Fornos: uma História de Antes e Depois

37 Automatizando o Processo de Ajuste de Uniformidade de Fornos 43 Influência do Uso de Anéis de Contração no Encarcaçamento de Matrizes de Extrusão a Frio 49 Taxas de Resfriamento Otimizadas de Aços Microligados (Parte II) 61 Forjamento a Frio em Aços Endurecidos Termicamente

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

Na Capa: Por que afundou o Titanic?

Confira na página 26

30 CONTEÚDO

ARTIGOS 26

JUNHO 2022 - IH NÚMERO 54 | FORGE NÚMERO 28

BRASIL

Foto de capa: Cortesia de TAV VACUUM FURNACES SPA

Materiais resistentes ao calor

Por que afundou o Titanic?(Parte I) David Pye – Pye Metallurgical International Consulting

São apenas 110 anos desde o trágico naufrágio do navio inafundável, o RMS Titanic. Em primeiro lugar, gostaria de agradecer a todos os que estiveram envolvidos na investigação do fatídico evento.

30

Gases industrais & Combustão

Cementação - Perguntas e Respostas com o Doutor em Tratamento Térmico (Parte II) Reed Miller entrevista Dan Herring, o Doutor em Tratamento Térmico (Heat Treat Doctor)

Nesta edição, retomamos ou discutimos de onde paramos na edição de Dezembro 2021 da IH Brasil. Recordando: Em meados do ano passado, Reed Miller (RM), editor chefe da IH americana, entrevistou Dan Herring (DTT), o Doutor em Tratamento Térmico (Heat Treat Doctor), abordando algumas perguntas de leitores sobre cementação.

33

Tratamento térmico

Retrofits de Fornos: uma História de Antes e Depois Patrick Laskey – Onex Inc.; Erie, Pennsylvania. EUA

À medida que os negócios pós-pandemia voltam ao normal, talvez seja hora de atualizar os equipamentos do seu forno, possivelmente por meio de um retrofit.

+ Industrial Heating JUNHO 2022 3

33 49 43

61

CONTEÚDO

JUNHO 2022 - IH NÚMERO 54 | FORGE NÚMERO 28

ARTIGOS 37

Tratamento térmico

Automatizando o Processo de Ajuste de Uniformidade de Fornos para Forjamento Ben Witoff – Fives North American Combustion Inc.; Cleveland, Ohio, EUA

Em um forno multiqueimadores típico com vários pontos de medição de temperatura, a mudança na taxa de queima de um único queimador pode alterar o perfil térmico dentro do forno de maneira não linear.

43

Processos

Taxas de Resfriamento Otimizadas de Aços Microligados (Parte II) James Miller, John Walters – Scientific Forming Technologies Corporation (SFTC); Columbus, Ohio, EUA; Chester Van Tyne – Colorado School of Mines; Golden, Colorado, EUA A primeira parte deste artigo foi publicada na edição de Abril 2020 da FORGE Brasil. Ele deu uma visão geral de um desafio para forjadores de aços microligados – resfriamento controlado!

49

Processos

A Extrusão a Frio e seu Ferramental, a Influência do Uso de Anéis de Contração no Encarcaçamento de Matrizes: Aspectos de Cálculo Genival Gonçalves Santos

Produtos obtidos por meio de processos de conformação, adquirem propriedades mecânicas superiores aos demais processos de fabricação.

61

Processos

Forjamento a Frio em Aços Endurecidos Termicamente Tiago N. Chalinski; Luis Roberto Coutinho Manhães; Roger Freitas; Gustavo Meneghello; Fabiano da Silva Brites e Alisson S. Duarte

Durante o processo de forjamento de um pino de fixação, fabricado em aço micro ligado no material DIN 41Cr4, a partir de um tarugo com diâmetro de Ø19,05 mm e cortado por cisalhamento, substituiu-se o processo de alívio de tensões por um processo de tratamento térmico por têmpera e revenimento, objetivando uma dureza de 24 a 30 HRc.

4 JUNHO 2022

Industrial Heating +

BRASIL

EQUIPE DE EDIÇÃO BRASILEIRA

EQUIPE DE EDIÇÃO BRASILEIRA SF Editora é uma marca da Aprenda Eventos Eireli (19) 3288-0437 - ISSN 2178-0110 www.sfeditora.com.br www.aquecimentoindustrial.com.br

SF Editora é uma marca da Aprenda Eventos Técnicos Eireli (19) 3288-0437 - ISSN 2178-0110 Rua Ipauçu, 178 - Vila Marieta, Campinas (SP) www.sfeditora.com.br

Udo Fiorini - Publisher, udo@sfeditora.com.br • (19) 99205-5789

Udo Fiorini Publisher, udo@sfeditora.com.br • (19) 99205-5789 Mariana Rodrigues Redação - Diagramação, marianar205@gmail.com • (19) 3288-0437 André Júnior Vendas, andre@grupoaprenda.com.br • (19) 3288-0437

André Júnior - Vendas, andre@grupoaprenda.com.br • (19) 3288-0437

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 Erik Klingerman Group Publisher, klingermane@bnpmedia.com • +1 440-292-7580 EDIÇÃO E PRODUÇÃO NOS EUA 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 Rita M. Foumia Recursos Humanos e T.I Michael T. Powell Criação Lisa L. Paulus Finanças Scott Wolters Eventos Vincent M. Miconi Produção Beth A. Surowiec Pesquisa de Mercado As opiniões expressadas em artigos, colunas ou pelos entrevistados são de responsabilidade dos autores e não refletem necessariamente a opinião dos editores.

13

Mariana Rodrigues - Diagramação, marianar205@gmail.com • (19) 3288-0437

Igor Cerqueira - Marketing, igor@grupoaprenda.com.br • (19) 3288-0437 ESCRITÓRIO CORPORATIVO NOS EUA BNP Media • 2401 W. Big Beaver Road Suite 700, Troy, MI 48084 • www.bnpmedia.com

DEPARTAMENTOS 07 Índice de Anunciantes 20 Novidades

Erik Klingerman, Group Publisher klingermane@bnpmedia.com • +1 440-292-7580 Reed Miller, Editor nos EUA reed@FORGEmag.com • +1 412-306-4360 ESCRITÓRIO EM PITTSBURGH/EUA Manor Oak One, Suite 450 1910 Cochran Road, Pittsburgh, PA 15220 Tel: +1 412- 531-3370 • Fax: +1 412-531-3375 EDIÇÃO E PRODUÇÃO NOS EUA Dean M. Peters, Editor dean@forgemag.com • +1 216-570-4537 Bill Mayer, Editor Associado bill@forgemag.com • +1 412-306-4350 Linda Becker, Editora Colaboradora beckerl@bnpmedia.com • +1 262-564-0074 Karen Talan, Gerente de Produção talank@bnpmedia.com • +1 248-244-6246 Brent Miller, Diretor de Arte millerb@bnpmedia.com • +1 412-306-4356 REPRESENTANTE DE PUBLICIDADE NOS EUA Kathy Pisano, Advertising Director (412) 306-4357, Fax (412) 531-3375 kathy@FORGEmag.com DIRETORES CORPORATIVOS NOS EUA Edição: John R. Schrei Estratégia Corporativa: Rita M. Foumia Implantação de Conteúdo: Michelle Hucal Criação: Michael T. Powell Eventos: Scott Wolters Finanças: Lisa L. Paulus Tecnologia da Informação: Scott Krywko Recursos Humanos: Marlene J. Witthoft Produção: Vincent M. Miconi Pesquisa Clear Seas: Beth A. Surowiec As opiniões expressadas em artigos, colunas ou pelos entrevistados são de responsabilidade dos autores e não refletem necessariamente a opinião dos editores.

+ Industrial Heating JUNHO 2022 5

12 CONTEÚDO

COLUNAS

JUNHO 2022 - IH NÚMERO 54 | FORGE NÚMERO 28

BRASIL

Editorial Brasil Revista Industrial Heating 08 integrada com a FORGE Como havíamos

antecipado na FORGE de Outubro de 2021, a partir de 2022 a revista passou a integrar a edição

Simulação Computacional Melhoria 16 integrada no Forjamento com Tratamento Térmico Na edição Abr-Jun de 2018 da revista Industrial Heating, a coluna Simulação Computacional trouxe o título “Resfriamento Controlado após Forja a Quente”. Pouco tempo depois, esse mesmo texto da coluna foi utilizado como referência para a realização de um resfriamento controlado com sucesso em uma forjaria.

18 Pesquisa e Desenvolvimento a cada edição da Arte do Sucesso! Caros leitores,

P&D&I -

Revista IH (Industrial Heating) trago temas de P&D de alta visibilidade no setor automotivo em função da conjuntura do momento em específico, mas tenho notado que não estamos aproveitando o melhor, e portanto, perdendo oportunidades.

6 JUNHO 2022

Industrial Heating +

Editorial EUA Relações Comerciais EUA/ 10 China Como editor de mídia business-to-

business, tenho observado por mais de 30 anos como empregos industriais bem remunerados desapareceram lentamente dos Estados Unidos em direção a países estrangeiros ansiosos por construir suas perspectivas econômicas por meio de manufatura básica e criação de empregos.

Lubrificantes Lubrificante de Matriz – 12 Redução do tempo de ciclo de lubrificação

Analisando uma crono-análise de um processo de forjamento veremos que há os tempos fixos, como tempos de fechamento e de abertura da prensa, número de golpes da prensa, tempos de manipulação de billet e de forjado e finalmente o

ÍNDICE DE ANUNCIANTES Empresa

Pág.

Contato

Feira Intermach

2a capa

www.intermach.com.br

Euroforge

3a capa

www.euroforge-confair.com

Portal Aquecimento Industrial

9, 15, 32, 36, 48

www.aquecimentoindustrial.com.br

Santec

60

www.santec.ind.br

Sixpro

20

www.sixpro.pro

Shimisutec

25

www.shimisutec.com.br

Transvalor

4ª capa

www.transvalor.com

+ Industrial Heating JUNHO 2022 7

EDITORIAL BRASIL

Revista Industrial Heating integrada com a FORGE

C

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

omo havíamos antecipado na FORGE de Outubro de 2021, a partir de 2022 a revista passou a integrar a edição da Industrial Heating. E esta é a primeira das duas revistas em conjunto. Procuramos (e iremos tentar fazer isso nas edições futuras conjuntas) trazer artigos que interessem igualmente aos dois universos.

O do forjamento e o do tratamento térmico.

Peço a você, leitor, que nos forneça por favor feed back do resultado e nos dê sugestões de como podemos melhorar esta tarefa.

Não posso deixar de comentar a realização de nosso 1º Congresso de Conformação Metálica, que havia mencionado na edição Dezembro da IH. Realizado em 14 e 15 deste Junho, no Centro Universitário Fundação Santo André, em Santo André, o evento foi um sucesso. De público, de palestrantes (63) e de palestras (74). O Congresso contou com os seguintes eventos presenciais: 9º Seminário de Tecnologia do FORJAMENTO, 3º Seminário de Tecnologia de ESTAMPAGEM, 2º Seminário de Conformação e Aplicação de Aços de Alto Desempenho (PHS), 1º Seminário de Tecnologia de SOLDAGEM e 1º Encontro de Especialistas de Elementos de Fixação (FASTENING). Não vou entrar em maiores detalhes pois a matéria completa com fotos está nesta edição, na FORGE. Leia também nessa edição os seguintes artigos, além das contribuições dos nossos colunistas e notícias do setor.

Na IH: Porque Afundou o Titanic? (Parte I) - David Pye, da Pye Metallurgical International Consulting, dedicou um bom tempo para coletar informações e pesquisar sobre as causas metalúrgicas do afundamento do Titanic em 15 de Abril de 1912. Nesta primeira parte 8 JUNHO 2022

Industrial Heating +

do artigo ele apresenta com ilustrações um brilhante texto explicado os motivos técnicos encontrados em sua pesquisa. Nos pareceu muito interessante a ponto de o inserirmos como artigo de capa desta edição.

Retrofits de Fornos: uma História de Antes e Depois – Este é um artigo que se integra no princípio que comentei no início deste editorial, ou seja, atende tanto a indústria de forjamento como a de tratamento térmico.

O autor Patrick Laskey faz uma análise das opções para melhorar a eficiência operacional de uma planta e maximizar o tempo de atividade dos equipamentos instalados.

Cementação - Perguntas e Respostas com o Doutor em Tratamento Térmico – Parte 2. Em meados do ano passado, Reed Miller, editor chefe da IH americana, entrevistou Dan Herring, o Doutor em Tratamento Térmico (Heat Treat Doctor), abordando algumas perguntas de leitores sobre cementação. A entrevista foi postada como podcast, transcrita e editada em um artigo de duas partes, com a primeira parte na edição passada e a continuação nesta IH. Na FORGE: Taxas de Resfriamento Otimizadas de Aços Microligados – Parte 2. O pessoal da SFTC, Scientific Forming Technologies Corporation, do software Deform, de Ohio EUA, junto com o coautor Chester Van Tyne, Colorado School of Mines traz a segunda parte do artigo Taxas de Resfriamento Otimizadas de Aços Microligados. A primeira parte deste artigo foi publicada na edição de Abril 2020 da FORGE Brasil.

Automatizando o Processo de Ajuste de Uniformidade de Fornos para Forjamento, Tratamento Térmico – Outro artigo que atende aos dois setores, TT e Forjarias. Ben Witoff, da Fives North American Combustion, faz

EDITORIAL BRASIL uma análise minuciosa do ajuste do sistema de combustão de um forno. E apresenta um novo algoritmo de mapeamento de temperatura, em que o processo de ajuste de uniformidade pode ser automatizado A Extrusão a Frio e Seu Ferramental, a Influência do Uso de Anéis de Contração no Encarcaça- mento de Matrizes: Aspectos de Cálculo – O autor Genival Gonçalves Santos é uma daquelas pessoas que expõe com autoridade sobre o tema Extrusão a Frio. Com a carreira na indústria iniciada no ano de 2003 na Acument Global Technologies, onde está até hoje, Genival começou como embalador na área de expedição, depois almoxarife, operador de rosqueadeiras, depois oficial de ferramentaria-1 sendo promovido em seguida aos cargos de oficial de ferramentaria-2 e oficial de ferramentaria-3, onde permanece até o momento. É Engenheiro Mecânico formado pelo Centro Universitário Una com Extensão em Fundamentos dos Processos de Conformação Mecânica pelo IPETEC Instituto de Pesquisa Educação e Tecnologia.

Genival foi orador muito aplaudido em suas palestras no 1º Congresso de Conformação Metálica em Santo André.

Forjamento a Frio em Aços Endurecidos Termicamente – Neste artigo, apresentado no 40° SENAFOR, os autores pesquisaram o processo de forjamento de um pino de fixação, fabricado em aço micro ligado no material DIN 41Cr4, substituindo o processo de alívio de tensões por um processo de tratamento térmico por têmpera e revenimento, objetivando uma dureza de 24 a 30 HRc. O preenchimento das cavidades, as forças durante o processo de forjamento e a análise do ferramental de forjamento foi obtido através de simulação pelo Método dos Elementos Finitos, além de terem sido medidas experimentalmente. O artigo teve o objetivo de viabilizar a fabricação do produto acabado já na operação de forjamento a frio, sem a necessidade de etapas subsequentes.

Boa leitura!

Inscreva-se no site aquecimentoindustrial.com.br, para receber todas quartas-feiras nossa news em seu e-mail, basta colocar nome, e-mail e sua área de interesse!

+ Industrial Heating JUNHO 2022 9

EDITORIAL

Dean M. Peters, Editor nos EUA

Relações Comerciais EUA/China

C

omo editor de mídia business-to-business, tenho observado por mais de 30 anos como empregos

farmacêuticos.

Diante de tudo isso, foi absolutamente revigorante ouvir

industriais bem remunerados desapareceram

o anúncio da Intel no final de janeiro sobre seus planos de

lentamente dos Estados Unidos em direção a países

investir mais de US$ 20 bilhões na construção greenfield de

estrangeiros ansiosos por construir suas perspectivas econômicas

duas novas fábricas de chips de ponta, chamadas fabs, perto

por meio de manufatura básica e criação de empregos.

de Columbus, Ohio. O investimento ajudará a aumentar a

Essa tendência começou a ganhar força no início da década

produção para atender à crescente demanda por semicondutores

de 1970, quando as regulamentações legislativas, ambientais e de

avançados. Para apoiar o desenvolvimento do novo site, a Intel

segurança nos EUA sobrecarregaram as empresas a ponto de as

prometeu mais US$ 100 milhões em parcerias com instituições

operações de fabricação neste país serem fechadas, às vezes em

educacionais para construir um canal de talentos e programas

favor da fabricação no exterior. Não que todos os regulamentos

de pesquisa na região. O planejamento para as duas primeiras

de negócios fossem ruins, mas o excesso de regulamentação

fábricas já começou, com a construção prevista para começar no

aumentava o custo de fabricação no mercado interno.

final de 2022. As novas fábricas iniciarão a produção em 2025.

Durante os últimos 50 anos, grande parte da capacidade de

De acordo com Pat Gelsinger, CEO da Intel, “as ações da Intel

fabricação global da América do Norte, Europa e outras áreas

ajudarão a construir uma cadeia de suprimentos mais resiliente

industrializadas se deslocou para os países asiáticos. A China, em

e garantirá acesso confiável a semicondutores avançados nos

particular, posicionou-se para se tornar o fabricante preferido do

próximos anos. A Intel está trazendo capacidade e capacidade de

mundo. Junto com essa tendência veio a riqueza que as operações

liderança de volta aos Estados Unidos para fortalecer a indústria

de manufatura podem gerar, e com essa riqueza veio a influência

global de semicondutores.”

global e o poder econômico e militar.

Então o COVID-19 e suas variantes apareceram e

Este não é apenas o maior investimento individual na história de Ohio, mas também é uma lição de liderança para todas as

praticamente fecharam o mundo por alguns anos. A indústria

empresas de manufatura que estão considerando a viabilidade de

foi prejudicada durante esse período, e os problemas da

relocalizar a manufatura, seja um desenvolvimento greenfield ou

cadeia de suprimentos fizeram alguns países perceberem que

brownfield. O projeto da Intel criará 3.000 empregos corporativos

eram vulneráveis à dominação estrangeira na fabricação de

e outros 7.000 empregos na construção.

certos produtos básicos, desde aço a eletrônicos e produtos

10 JUNHO 2022

Industrial Heating +

E as boas notícias não param por aí. O desenvolvimento do

EDITORIAL

Dean M. Peters, Editor nos EUA

A General Motors investirá US$ 2,6 bilhões para construir a terceira fábrica de células de bateria da Ultium Cells nos EUA em Lansing, Michigan, EUA

mega-site de 1.000 acres (Aprox. 4 km2) no condado de Licking

veículos na área de Lansing para aprimoramentos de produtos de

em Ohio, em última análise, acomodará oito fábricas e apoiará

curto prazo. Os preparativos do local começarão neste verão e a

os parceiros do ecossistema da operação. Na próxima década,

produção de células de bateria está programada para começar no

a empresa pretende desenvolver totalmente o local e elevar o

final de 2024.

investimento total para US$ 100 bilhões.

Keyvan Esfarjani, vice-presidente sênior de fabricação,

Faz muito tempo que não tenho o prazer de escrever um artigo tão encorajador para o setor manufatureiro dos

cadeia de suprimentos e operações da Intel, disse: “O impacto

EUA quanto este. Lembro-me de uma apresentação que

desse investimento em megasite será profundo. Uma fábrica

ouvi no outono passado do economista Chris Kuehl, diretor

de semicondutores não é como outras fábricas. Construir este

administrativo da Armada Corporate Intelligence. Ele

mega-site de semicondutores é semelhante a construir uma

mencionou que dois terços dos gerentes dos EUA estavam

pequena cidade, que gera uma comunidade vibrante de serviços e

falando sobre o reshoring (retomada dos processos industriais

fornecedores de suporte.”

em caráter nacional) da atividade de manufatura e que cerca de

Empresas como Air Products, Applied Materials, LAM Research e Ultra Clean Technology já planejam estabelecer uma presença física na região. Mais empresas certamente seguirão.

US $ 1 trilhão em atividades de reshoring (e near-shoring) estão programados para todo o ano de 2022.

Não posso dizer com certeza que estamos no início de um

Em outra operação, no estado vizinho de Michigan, a

renascimento da manufatura nos Estados Unidos, mas posso

General Motors anunciou que investirá mais de US$ 7 bilhões

dizer que o COVID-19 focou em quão vulneráveis somos ao

em quatro fábricas. Este é o maior investimento na história da

depender de certos bens produzidos no exterior – muito a

GM e criará 4.000 novos empregos, manterá 1.000 empregos

detrimento dos nossos interesses económicos e, por vezes, da

e aumentará a capacidade de fabricação de células de bateria e

nossa segurança nacional.

caminhões elétricos.

O investimento inclui a construção de uma nova fábrica de células de bateria Ultium Cells em Lansing e a conversão de uma fábrica de montagem em Orion Township para a produção do Chevrolet Silverado EV e do elétrico GMC Sierra. Além disso, a

Dean Peters

empresa está investindo em suas duas fábricas de montagem de

Editor da FORGE nos EUA + Industrial Heating JUNHO 2022 11

LUBRIFICANTES Henri Strasser

Lubrificante de Matriz – Redução do tempo de ciclo de lubrificação

A

nalisando uma crono-análise de um processo de forjamento veremos que há os tempos fixos, como tempos de fechamento e de abertura da

“A observação do trabalho de lubrificador humano com uma pistola manual

prensa, número de golpes da prensa, tempos de

manipulação de billet e de forjado e finalmente o tempo de pulverização de lubrificante/sopro de ar. Este é o único tempo que pode ser reduzido no caso de uma necessidade de aumento de produtividade ou para compensar a inclusão de robôs para a automação do processo.

Até meados dos anos 2000 ainda prevaleceu a ordem: prensa

desabrochou numa nova ideia: robô com um cabeçote pequeno lubrifica apenas a matriz que está livre.”

aberta, matrizes desocupadas, é hora do trabalho da pulverização.

No entanto, este tempo, o tempo de pulverização que vai desde

os componentes sabem exatamente o que o outro está fazendo,

a liberação do lubrificador pela prensa até a liberação da prensa

por exemplo, robô manipulador está retirando o forjado da

pelo lubrificador acabou sendo um tempo crítico dentro do

matriz final significa que a matriz do bloqueador está livre e que

ciclograma do processo! E era exatamente este tempo que

o robô lubrificador pode entrar ali. Da mesma forma, manipulou

começou a limitar as quantidades horários que precisavam ser

no bloqueador a matriz final pode ser lubrificada.

aumentadas para preservar a competitividade da forjaria!

A observação do trabalho de lubrificador humano com uma

Assim até parece simples e se poderia até imaginar um trabalho semiautomático, mas suponha que haja uma terceira

pistola manual desabrochou numa nova ideia: robô com um

matriz a coisa já complica e só o “full automatic” consegue

cabeçote pequeno lubrifica apenas a matriz que está livre. Isso

resolver.

faria com que o tempo de pulverização fosse “escondido” pelo tempo de manipulação do laminado e do forjado.

Claro, à 1ª vista isso não parece tão simples, principalmente no que se refere ao robô lubrificador: qual matriz está livre que devo lubrificar? Mas, num sistema totalmente automático onde todos

12 JUNHO 2022

Industrial Heating +

Quando o projeto prevê a entrada do robô lubrificador no sentido longitudinal ao eixo maior do forjada, teremos um cabeçote relativamente pequeno com poucos bicos que percorre a gravura como um rodo.

Como o tamanho (e peso do cabeçote) define o tamanho do

LUBRIFICANTES Henri Strasser

+ Industrial Heating JUNHO 2022 13

LUBRIFICANTES Henri Strasser

14 JUNHO 2022

Industrial Heating +

LUBRIFICANTES Henri Strasser

robô, um cabeçote pequeno permite a utilização de um robô

Com o robô entrando transversalmente ao eixo maior do

pequeno. A menor quantidade de bicos também simplifica todo o

forjado, com um cabeçote em forma de T ou mesmo duplo T ou

equipamento de pulverização.

H que é o que poderíamos chamar de quase estática, uma vez em

A fixação de zonas de velocidade permite a passagem em

posição o cabeçote fica parado ou percorre um pequeno curso

velocidade reguláveis de tal modo que haja mais ou menos

oval. Nesse caso praticamente cada bico é responsável por uma

aplicação dos meios, além da regulagem de pressão de ar e meio

área da gravura, como antigamente, o que não chega a ser um

nestas zonas.

problema, pelo contrário, com zonas de regulagem de pressão de

O estado da arte de um cabeçote de lubrificação dinâmica

ar e lubrificante distribuídas estrategicamente se pode resolver

é o que mostram as figuras abaixo, na ida por uma matriz é

problemas de regiões muito quentes e outras muito frias, por

aplicado o ar de sopro de carepa, a 1ª fila de bicos pulveriza

exemplo, melhor do que no processo dinâmico.

água de refrigeração e a 2ª fila aplica o lubrificante. Na volta,

A utilização de 2 robôs entrando pelas janelas laterais com

há uma inversão e o ar de sopro de carepa é expelido por tubos

cabeçotes T permite a opção de lubrificar a matriz desocupada

direcionados para trás, a agora 1ª fileira de bicos aplica água

como no caso anterior de 1 robô só com cabeçote longitudinal

de refrigeração (a 2ª da ida que aplicava lubrificante) e a 2ª

com bicos dedicados a áreas.

lubrificante. É claro que num arranjo desses o lubrificante precisa ser um rápido formador de camada a temperaturas elevadas com

As figuras a seguir mostram o funcionamento em detalhes com 2 robôs entrando pela janela lateral.

velocidades de passagem da ordem de 200mm/s.

Enfim, enormes possibilidades estão disponíveis através destes

Nas figuras a seguir é mostrada a sequência de trabalho de

equipamentos para o aumento de produção e qualidade de

dois robôs entrando pelas janelas laterais da prensa, cada um

forjados.

responsável pela aplicação dos 3 meios, água, lubrificante e ar

É claro que, como se vê, os tempos de aplicação dos meios é

de sopro na matriz bloqueadora (robô esquerdo) e na matriz de

bastante rápido e haverá a necessidade de um lubrificante que

acabamento (robô direito) respectivamente.

seja capaz de formar a camada lubrificante rapidamente.

Neste processo há a necessidade de um operador para o posicionamento do billet na seção diagonal na matriz bloqueadora.

Henri Strasser é engenheiro e sócio-diretor na Strasser Consultoria

Também neste processo a obtenção do tempo de ciclo desejado

de Projetos Ltda, , consultor especializado em Metalforming para a

depende de um lubrificante Premium, capaz de formar camada a

Henkel e representante da AED Automation.

alta temperatura, boa aderência e secagem rápida.

Ele pode ser contatado em: henristrasser@uol.com.br.

LEIA ONLINE As revistas Industrial Heating, FORGE, Engrenagens - Gears Magazine e a Estampagem - Stamping Magazine são disponibilizadas gratuitamente na Banca Digital do Portal Aquecimento Industrial, junto com informações relevantes sobre a Indústria Metalmecânica no Brasil e do mundo.

+ Industrial Heating JUNHO 2022 15

SIMULAÇÃO COMPUTACIONAL

Melhoria integrada no Forjamento com Tratamento Térmico

N

ALISSON DUARTE alisson@sixpro.pro Atua no setor de Engenharia da SIXPRO Virtual&Pratical Process. É também professor do Dep. de Eng. de Materiais da UFMG e do Dept. de Eng. Metalúrgica da PUC Minas. Possui Pós-Doutorado em Metalurgia da Transformação.

a edição Abr-Jun de 2018 da revista Industrial Heating, a coluna Simulação Computacional trouxe o título “Resfriamento Controlado após Forja a Quente”. Pouco tempo depois, esse mesmo texto da coluna foi utilizado como referência para a realização de um resfriamento controlado com sucesso em uma forjaria No entanto, não somente o resfriamento após o forjamento foi abordado, mas também o próprio forjamento foi melhorado com foco em um projeto “near net shape” (próximo da forma final). Com o uso do simulador QForm UK, a forjaria realizou a simulação integrada do processo de forjamento e das condições de resfriamento posteriores ao forjamento.

Considerando-se uma peça exemplo, no caso um pinhão, tem-se que o processo tradicional resulta em um forjado sem a formação dos dentes.

Entretanto, foi desenvolvido via simulação um novo forjado já com a formação dos dentes de maneira bem próxima da forma final usinada, como pode ser visto na Fig. 1.

Além do desenvolvimento de um novo forjado, também foi testada a possibilidade de se eliminar

Fig. 1 – (a) Simulação do forjamento de um pinhão via QForm UK e (b) a sua implementação na prática [Silva e Santos.

Desenv. Melh.

An. Forj. Trat.

Térm. I Congr. de Conf. Met., 2022].

16 JUNHO 2022

Industrial Heating +

o processo de tratamento térmico posterior de recozimento. Para tanto, monitorou-se via simulação as condições de resfriamento nos pontos 1 e 2 (cento e superfície) mostrados na Fig. 2 para diferentes ambientes.

Finalmente, verificou-se que para um resfriamento controlado em forno, a microestrutura final obtida, bem como as propriedades mecânicas, foi satisfatória, eliminando-se o processo de recozimento tal qual era realizado anteriormente. Uma comparação de duas das condições de resfriamento consideradas pode ser visualizada na Fig. 3.

Posteriormente, este resfriamento controlado foi implementado e as microestruturas em propriedades obtidas em prática foram satisfatórias. A Fig. 3 também mostra uma metalografia considerada satisfatória.

Concluindo, foram obtidos os seguintes resultados: • redução da massa em aproximadamente 15%; • redução no tempo de tryout; • eliminação da etapa de tratamento térmico; • redução do desgaste no ferramental de forjamento; • e redução do risco de acidentes.

SIMULAÇÃO COMPUTACIONAL

Fig. 2 – Análise da seção transversal do pinhão via QForm UK [Silva e Santos. Desenv. Melh. An. Forj. Trat. Térm. I Congr. de Conf. Met., 2022].

Fig. 3 – Comparação de dois resfriamentos controlados via simulação no QForm UK e JMatPro® [Silva e Santos. Desenv. Melh. An. Forj. Trat. Térm. I Congr. de Conf. Met., 2022]. + Industrial Heating JUNHO 2022 17

PESQUISA E DESENVOLVIMENTO

P&D&I - Arte do Sucesso!

MARCO ANTONIO COLOSIO marcocolosio@gmail.com Diretor da Regional São Paulo da SAE BRASIL. Engenheiro Metalurgista e Doutor em Materiais pelo Instituto de Pesquisas Energéticas e Nucleares-USP, pós doutorado pela EESC-USP. Professor titular do curso de Engenharia de Materiais da Fundação Santo André e professor da pós graduação em Engenharia Automotiva do Instituto de Tecnologia Mauá. 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.

18 JUNHO 2022

C

aros leitores, a cada edição da Revista IH (Industrial Heating) trago temas de P&D de alta visibilidade no setor automotivo em função da conjuntura do momento em específico, mas tenho notado que não estamos aproveitando o melhor, e portanto, perdendo oportunidades; isto é, a necessidade de estar no momento e no lugar certo para um tema “quente” em nossa realidade atual; por isso, gostaria de explorar nesta edição os ensinamentos básicos para aproveitar e executar um determinado P&D&I. Tratando de assuntos genéricos e olhando para qualquer campo tecnológico no setor da mobilidade fica nítido que temos uma situação animadora, ou seja, o segmento industrial e acadêmico é forrado de oportunidades para projetos e pesquisas, e porque não falar em inovações que serão inventadas ou já estão, mas ainda devem ser habilitadas.

Para cada caso nesta linha, têm-se alguns ensinamentos que precisam ser seguidos e outros esquecidos; portanto como meta neste texto, discutirei os cinco primeiros.

Entendo que a maioria de vocês está perguntando onde pretendo chegar e digo que estas mensagens serão as lições aprendidas em uma longa jornada dentro desse segmento de P & D & I. Estamos cansados de ouvir que projetos finalizados vão para a gaveta, outros em andamento não passam do vale da morte, alguns antes de começar ficam acima do budget e morrem, e porque não dizer que a grande maioria não chega em lugar algum, mas uma pequena parcela tem sucesso inesperado e tornam-se unicórnios no sentido

Industrial Heating +

extraordinário. Certamente não pretendo debater a criação do Google, Youtube, Microsoft e nem o motivos que levaram Elon Musk o homem mais rico do mundo, ou até o nosso exemplo brasileiro o dono societário da AMBEV, Jorge Paulo Lemann, porém todos fizeram coisas comuns, como simplesmente acreditaram em uma ideia, sem antes ter o recurso para conduzi-la.

A discussão a seguir foi baseada em experiências de algumas décadas lidando com P&D e inovações e diante das situações mais adversas, como questões de recursos, parceiros, entidades, temas, capacidade técnica, estratégias e oportunidades; mas para qualquer conjunto de fatores anteriores, sempre existiu um caminho, bastava achá-lo mesmo por mais escondido que o mesmo estivesse, é por isso que coloco pontos que foram relevantes para sucessos ou fracassos, como seguem: O primeiro ensinamento: Nunca pensar primeiro no recurso para depois pensar no projeto. A ideia não tem limites nem barreiras, ela pode ultrapassar todas as razões da coerência financeira e ou operacional; porém, de alguma forma ela se sustentará inesperadamente no desenvolver de seu caminho, acredite! Percebi ao longo dos tempos, que a motivação vai buscar alternativas e a coerência das idéias apresentadas encanta a sua improvável fonte de financiamento e ao final, estaremos conduzindo um projeto de sucesso. As grandes empresas de sucesso facilitam a criação de idéias, dando caminhos, eliminando barreiras, motivando e apoiando, mas nunca injetando recursos antes de sua validação como inovação.

Segundo ensinamento: Personagens

PESQUISA E DESENVOLVIMENTO importantes de uma instituição, porém inexperientes no escopo no campo P&D&I, podem achar que executar um desafio e conduzir um projeto grandioso serão frutos das disciplinas estudadas e presentes na formação acadêmica ou resultado do mérito que o levou a uma posição de liderança, mas tudo isso é um grande erro. A formação acadêmica é muito importante na criação do racional e no conhecimento das ferramentas empíricas que certamente serão usadas; porém ao entrar neste universo, mesmo tendo as melhores práticas de engenharia, recursos e as qualidades referenciais de um bom líder, ainda precisa-se da convicção que não temos a sabedoria suficiente na melhor forma de começar, do modelo adequado ou a execução correta de um projeto de P&D&I perante o modelo de negócio da sua instituição, por isso afirmo a grande importância em aprender com quem já está neste meio; seja humilde, observe e pergunte. Exemplifico este pensamento da seguinte maneira: a forma de escrever um projeto e sua execução precisam ter a mesma origem da vocação do objetivo da linha de fomento ou da sua aprovação, seja ela contida no edital ou em uma visão de uma empresa; achar que temos a razão e seguir o nosso modo de pensar pode ser perda de tempo, mesmo fazendo o maior sentido. Anos de janela fazem a diferença entre seguir um caminho racional que levará ao fracasso ou conduzir em um caminho que não faz o melhor sentido, porém levará ao sucesso. Procure aprender sempre e lembre-se que nos pequenos detalhes escondem-se as grandes oportunidades.

Terceiro ensinamento: Não acreditar que o projeto vai caminhar sozinho pelas ferramentas de gerenciamento e que as coisas acontecem naturalmente e as pessoas sabem dos seus deveres e tudo caminha para o sucesso esperado. Tão importante quanto ao item anterior, mas aqui seus danos causam o fracasso anunciado, ou porque não dizer, o famoso “vale da morte”. Parece elementar, mas as pessoas não se integram e caminham na mesma tocada e as diferentes ações não convertem para um único ponto; tudo pode sair do controle e se perdem nos prazos e nos objetivos específicos; este será o ponto que o líder da sua empresa precisa recolocar as metas e os planos nos trilhos, mas na maioria das vezes já é tarde demais, por isso “pegue na mão” desde o início de um projeto, seja prestativo e participativo; nunca será demais revisar constantemente o plano e metas com todos os integrantes.

Quarto ensinamento: Não seja mais um pensando na

mesma coisa, seja o mais rápido ou o dono da inovação.

Inesperadamente, as grandes descobertas da humanidade ocorrem simultaneamente em períodos próximos, mas em lugares diferentes, isto é incrível e até parece conspiração da natureza; portanto, se não somos os únicos inovadores, precisamos ser os mais rápidos e sempre estar na frente, o tempo é o principal fator competitivo e nunca podemos desprezá-lo. Pequenos atrasos causam danos irreparáveis ao não atingir o momento certo de lançamento do produto, e muitas vezes levam a sua empresa a grandes perdas, ou para o caso presente, seu projeto vai direto para a gaveta e seu emprego para o “outro lado da rua”. Certamente a rapidez de uma empresa está na sua cultura, em seus ensinamentos e nas gestões de seus líderes; trata-se de um tema que não se constrói do dia para noite e sim em uma visão de longo prazo.

Quinto ensinamento: Não existe projeto solitário ou individual, mas vários capítulos de um assunto rodando em equipes muito bem preparadas e executando ações distintas, por isso precisamos entender que a diversidade de atores de um projeto é muito grande, nunca podemos acreditar ou confiar que todos pensam igual, isto é, cada um tem seu ponto de vista e seu olhar crítico, dificilmente conciliaremos todas as entidades ou pessoas em um círculo comum; porém, por mais diversas que são as pessoas, sempre existem pontos de intersecção, basta reconhecermos esses pontos para ter uma perfeita conexão e a maior eficiência em um projeto; lembre-se, cada um tem seu próprio interesse, basta entendê-los e conectá-los ao escopo dos entregáveis do projeto. Esse ensinamento está muito atrelado ao fato da união de um grupo e ambiente de trabalho, penso que um grupo ou empresa que estiverem totalmente conectadas como um conjunto de engrenagens de um “relógio”, certamente o sucesso será garantido, ou pelo menos atingirão a melhor eficiência para um tema em específico e porque não dizer que chegarão mais facilmente ao “pote de ouro”.

Baseado em todas estas palavras anteriores e amostras de casos de sucessos ou fracassos, ainda sabemos que acertar ou errar ao longo da execução de um projeto são resultados esperados, mas a grande tratativa dada ao erro é a recuperação rápida da situação e realinhamento de estratégias ou metodologias; lembre-se que o erro também é uma conclusão e dele inicia-se um novo ciclo mais robusto e com mais chances de sucesso. Obrigado e até a próxima edição da Revista IH!. + Industrial Heating JUNHO 2022 19

Indústria & Negócios

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NOTÍCIAS ERRATA Na edição de Abril de 2020 publicamos o artigo: Influência de um lubrificante utilizado em processos de conformação mecânica na taxa de desgaste de um aço em diferentes patamares de rugosidade. O Autor é Gláucio Accadrolli, sendo Co-autores: Henrique Waldman, Gustavo Gehlen e Lirio Schaeffer, todos da UFRGS, Universidade Federal do Rio Grande do Sul. Por um lapso de nossa parte não foi informado o nome do autor, Gláucio Accadrolli. Estamos reparando nosso lapso com essa informação.

Gláucio Accadrolli é mestre em Engenharia de Minas, Metalúrgica e de Materiais pela UFRGS (2020),

20 JUNHO 2022

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engenheiro mecânico pela Universidade Luterana do Brasil (2017) e técnico em mecânica de precisão pelo Centro Tecnológico Senai de Mecânica de Precisão (2009). Atualmente está cursando o MBA Executivo em Gerenciamento de Projetos pela FGV e trabalha no setor de máquinas voltadas para acondicionamento e envase, na área de gerenciamento de projetos. Trabalhou em empresas dos setores: agrícola, automotivo, ferramentas motorizadas e climatização, nas áreas de engenharia de produto, projetos, serviços e informações técnicas.

Atualmente estuda e pesquisa tecnologias das áreas de Tribologia, Materiais e Conformação Mecânica.

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NOTÍCIAS

74 Palestras, 63 Palestrantes, 220 Participantes Sucesso no Primeiro Congresso de Conformação Metálica O 1º Congresso de Conformação Metálica foi realizado nos dias 14 e 15 de Junho nas instalações da FSA, Centro Universitário Fundação Santo André, na cidade de Santo André, SP. Nos dois dias do evento, 63 palestrantes apresentaram 74 palestras técnicas nas 4 salas e no auditório da FSA. O Congresso englobou cinco temas principais que foram apresentados em formato de seminários. Alguns já tradicionais do Grupo Aprenda, organizador do evento, como o Seminário de Tecnologia do Forjamento, agora em sua 9ª edição. Ou o de Estampagem, agora em sua 4ª edição. Cada seminário teve a coordenação técnica de especialista na área. Assim o Seminário de Forjamento teve a coordenação técnica de Mauro Moraes de Souza, FEI. O de Estampagem, Gilmar Batalha, USP. O de Aços PHS, Jesualdo Rossi do IPEN. O de Soldagem, José Agustin Castillo Lara, FSA e o de Especialistas de Elementos de Fixação que teve a coordenação técnica de Roberto Garcia, também da FSA. O extenso programa de 74 palestras, foi apresentado por técnicos de cada área, especialmente convidados ou pertencentes ao quadro de patrocinadores do evento.

Os coordenadores técnicos dos distintos seminários

tiveram forte influência nesta escolha em função do seu conhecimento dos players nestes mercados, determinando assim uma seleção extremamente técnica do programa. A sinergia decorrente dos temas apresentados, todos ligados de alguma forma ao universo da conformação, foi elogiada pelos participantes. Foi consenso geral o acerto da decisão de unir diferentes

Mauro Moraes - FEI. Chair do Congresso e Coordenador Técnico do Seminário de Tecnologia de Forjamento + Industrial Heating JUNHO 2022 21

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NOTÍCIAS

seminários em um só Congresso.

Logo após a abertura do Congresso no auditório FAFIL da FSA por Udo Fiorini, diretor do Grupo Aprenda, no dia 14, Mario Garcia, Coordenador Acadêmico da Área - Engenharias e Arquitetura da FSA deu as boas vindas aos participantes do evento. Na sequência Mauro Moraes deu inicio às atividades da manhã dentro do programa Key Speakers com a palestra 1º Congresso de Conformação Metálica e Reflexões sobre o Setor Brasileiro Pós-COVID: Retomada, Novos Passos ou Mais do Mesmo?

Em seguida se alternaram os palestrantes Key Speakers: André Rosiak, UFRGS (coautor e representando Lirio Schaeffer, UFRGS, ausente por motivo de saúde); Rubens Cioto, CTF Centro Tecnológico de Fixação; Marco Colosio, SAE BRASIL; João Henrique Corrêa de Souza, FURG e Alisson 22 JUNHO 2022

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Sarmento, General Motors South America. Após esta sessão de palestras, os inscritos no evento de dirigiram às diferentes salas para acompanharem as apresentações técnicas específicas de cada área.

No final do evento na tarde do dia 15 de Junho, Mauro Moraes de Souza proferiu a palestra Fechamento com Reflexões sobre o 1º Congresso de Conformação Metálica. Aprendizados, Highlights, Contribuições para o Ambiente Brasileiro de Conformação, dando por encerrados os trabalhos. Aproveitando o momento para anunciar aos presentes o lançamento da segunda edição do Congresso de Conformação Metálica a ser realizado em junho de 2023.

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NOTÍCIAS Alisson Sarmento - GM

José Carlos D’Amaro - Alpha Galvano

Marco Colosio, SAE BRASIL

André Rosiak - UFRGS

+ Industrial Heating JUNHO 2022 23

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NOTÍCIAS Novo presidente da CSFEI toma posse na FEIMEC

Mauro Moraes, Alisson Duarte, André Rosiak - Palestra Show de Forjamento

Em cerimônia realizada na FEIMEC Feira Internacional de Máquinas e Equipamentos, no dia 04/05/2022, com a presença do Presidente Executivo da ABIMAQ, José Veloso, tomou posse como presidente da CSFEI- Camara Setorial de Fornos e Estufas Industriais da ABIMAQ, o Eng. Ralph Trigueros. Profissional com longa experiência em tradicionais fabricantes de Fornos Industriais, tendo fundado em 1996 a Industrial Heating Equipamentos e Componentes Ltda. Que ganhou relevância no mercado nacional e internacional. Ralph sucede a Aparicio Freitas na presidência da CSFEI.

Oswaldo Ravanini - Transvalor Americas

Ralph Trigueros

Mesa redonda - Forjamento 24 JUNHO 2022

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José Veloso - Abimaq, Aparício Freitas - Combustol Fornos, Ralph Trigueros - Fornos Industrial Heating

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INFORME PUBLICITÁRIO SHIMISUTEC, empresa especialista em fornos e estufas industriais Uma empresa brasileira exportando Tecnologia e solucionando problemas no Brasil e exterior; a empresa SHIMISUTEC com mais de 20 anos no Brasil e mais de 10 anos exportando Fornos Campanula , tipo Carro e Tilt Up como este ao lado para Peru e Bolívia. Além de Fornos e REFORMAS, Manutenções e soluções em todo Brasil.

Mais recentemente a Shimisutec esteve presente na construção da Primeira e Única Siderúrgica na Bolívia. Foi um marco na história pois a Primeira Siderúrgica foi iniciado em 2017 e inaugurado em 2021 entre pandemia COVID e aeroportos fechados. A Shimisutec esteve desde princípio do projeto apoiando nos fornos walking bean , panelas, entre outros fornos.

Foram mais de 500 toneladas de refratários. Com referências desde Manaus (Estufas na Elgin Manaus) até forno no Sul do Brasil (Forno continuo na Flecksteel) hoje a Shimisutec está pronto para atender novos desafios. Brasil acima de tudo!

Equipamentos de Forjaria a Venda PRENSA MARTELO PNEUMATICO 55 11 4653 2921 - office 55 11 98155 8688 – mobile Consumo médio de ar: 7 cum/min + 591 6797 3696 – mobile e whatsApp 7 batidas/min. | 380 kgs/min.

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MATERIAIS RESISTENTES AO CALOR

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Por que afundou o Titanic? (Parte I) David Pye – Pye Metallurgical International Consulting São apenas 110 anos desde o trágico naufrágio do navio inafundável, o RMS Titanic.

E

m primeiro lugar, gostaria de agradecer a todos os que estiveram envolvidos na investigação do fatídico evento.

Todos eles sacrificaram seu tempo, conhecimento, facilidades e capacidades investigativas para trazer o que só poderia ser declarado como conclusões lógicas para o naufrágio.

Durante a construção, cerca de 2.000 placas do casco foram usadas juntamente com aproximadamente 3 milhões de rebites para unir as placas do casco. O aço do casco deveria ter sido produzido de acordo com a especificação de análise AISI 1018.

No entanto, após a localização do navio e durante a investigação, foi relatado que estavam presentes anomalias de análise e contaminação na placa.[1] 26 JUNHO 2022

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Figura 1. RMS Titanic em viagem inaugural

Foi decidido durante a fase de projeto e planejamento de construção do estaleiro Harland and Wolff que os principais pontos de tensão na quilha do navio seriam aproximadamente o segundo 1/3 da quilha do casco, e não haveria necessidade de proteger montagens da embarcação na proa e na popa. Portanto, o ferro forjado foi o material de escolha. Ao revisar o desenho do layout do casco, a falha do rebite de liga de aço ocorreu em um ponto logo à frente do terceiro funil. Também estava contaminado e não era um “aço totalmente limpo”.

Rebites de Proa e Popa Os rebites de proa e popa eram fabricados em ferro forjado, que estava muito contaminado. Não consegui localizar uma identificação de especificação de aço (esses rebites foram simplesmente identificados como liga de aço). Eu estimo que os rebites naquele local eram simplesmente aço macio de baixa liga, que exibia valores mecânicos mais altos do que os rebites de ferro forjado.

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MATERIAIS RESISTENTES AO CALOR

Figura 3. As cabeças de dois rebites. Esta fotografia mostra a “aleatoriedade” da contaminação. (Dr. Tim Foecke, NIST)

O cientista metalúrgico do NIST (National Institute of Standards and Technology), Dr. Timothy Foecke, no entanto, confirmou que o aço de escolha para as áreas centrais da quilha do casco era feito de uma liga de aço e que também exibia contaminação.

Rebitadores do Titanic

Figura 2. Exemplo de cabeça de rebite do casco

Vamos voltar nossa atenção para a prática de rebitar. Afirmouse que o construtor naval da Harland and Wolff não tinha uma tripulação completa de rebitadores qualificados. A oportunidade de fazer o trabalho de rebitagem era de fato um método muito aleatório de juntar as placas de aço do casco com o capataz do estaleiro fazendo escolhas aleatórias na contratação dos homens para o dia (qualificados, se disponíveis). Não perca de vista o fato de que nem todos os rebitadores estavam no mesmo nível de habilidade.

O pagamento para fazer o trabalho de rebitagem era baseado no número de rebites que eram martelados. O pagamento do rebitador para rebitar as placas do casco era baseado em uma taxa de peça. Quanto mais rebites colocados, mais pagamento diário. A temperatura de rebitagem recomendada foi dada como “vermelho cereja”, ou na faixa de 900-950°C. No entanto, há várias perguntas sem resposta. Como foi medida a temperatura de rebitagem? Como o forno foi aquecido? O que é considerado vermelho cereja e como o vermelho cereja seria determinado entre duas pessoas? Acredito que a temperatura foi medida pela visão, mas nem todos os olhos são iguais. O que uma pessoa vê como vermelho cereja, outra não vê assim.

Na Fig. 5, o forno parece ser uma caixa simples com fogo, e não é visível nenhum controle de temperatura ou controle de tempo. + Industrial Heating JUNHO 2022 27

MATERIAIS RESISTENTES AO CALOR

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Figura 4. Uma foto das placas do casco sendo rebitadas. (Ref. NIST)

Talvez o rebite tenha sido aquecido em um fogo à base de carvão. É um fato metalúrgico bem conhecido que quanto maior a temperatura de austenitização, maior a estrutura do grão.

Quanto tempo o rebite permaneceu na temperatura de rebitagem selecionada? Mais uma vez, isso produzirá diferentes tamanhos de grão e diferentes propriedades mecânicas.

O próprio grupo de rebitagem era composto por dois rebitadores principais: aqueles que manuseariam o lado esquerdo dos rebites e aqueles que manejariam o lado direito dos rebites. Outro membro de cada equipe de rebitagem era um homem considerado o que se chamava de “hold-on” e um jovem cuja responsabilidade era o aquecimento dos rebites. Aquele jovem colocaria uma série de rebites no forno. O número de rebites colocados na fornalha dependeria da escolha do jovem que estava cuidando do aquecimento dos rebites.

Não se sabe se houve algum controle de qualidade do 28 JUNHO 2022

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aquecimento dos rebites. Obviamente, quanto mais os rebites fossem mantidos no forno de rebitagem, significaria tempos mais longos em qualquer temperatura que o forno a carvão fosse ajustado.

O menino da fornalha (com apenas 14 anos) colocava cinco ou seis rebites no fogo de seu saco de rebites. Quando o rebite atingia a temperatura certa, ele jogava o rebite quente para o prendedor, que o colocava no buraco e depois o martelava com um martelo.

Também deve ser reconhecido que dois tipos de materiais foram utilizados para a fabricação de rebites: ferro forjado na proa e popa da embarcação, e uma liga de aço no centro aproximadamente 1/3 do casco e quilha.

Foi ainda relatado que qualquer travessia transatlântica era sempre uma travessia rápida. Agora temos o fator do aumento da velocidade da embarcação, em aproximadamente 21 nós, tornando-se um fator de influência.

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MATERIAIS RESISTENTES AO CALOR

Figura 5. Uma equipe de rebitadores

Figura 6. A proa do RMS Titanic no fundo do oceano, vista durante uma expedição de junho de 2004.

Crédito: Administração Nacional Oceânica e Atmosférica/Instituto de Exploração/Universidade de Rhode Island

Este artigo será concluído na próxima edição.

David Pye - Pye Consultoria Metalúrgica Internacional David Pye é um escritor contribuinte. Ele pode ser contatado pelo telefone +1 757-968-1007, pye_d@ymail.com ou https://www.pyemallurgical.com.

Todas as figuras/gráficos fornecidos pelo autor, exceto onde indicado. + Industrial Heating JUNHO 2022 29

GASES INDUSTRIAIS & COMBUSTÃO

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Cementação - Perguntas e Respostas com o Doutor em Tratamento Térmico (Parte II) Reed Miller entrevista Dan Herring, o Doutor em Tratamento Térmico (Heat Treat Doctor)

N

esta edição, retomamos ou discutimos de onde paramos na edição de Dezembro 2021 da IH Brasil. Recordando: Em meados do ano passado, Reed Miller (RM), editor chefe da IH americana, entrevistou Dan Herring (DTT), o Doutor em Tratamento Térmico (Heat Treat Doctor), abordando algumas perguntas de leitores sobre cementação. A entrevista foi postada como podcast, transcrita e editada em um artigo de duas partes, com a segunda parte nesta edição e a primeira na IH de Dezembro 2021.

RM: Por que é importante entender a reação água-gás na cementação?

DTT: Existem 183 reações químicas ocorrendo dentro de um forno de cementação. De todas essas reações químicas, a reação água-gás é a mais importante.

30 JUNHO 2022

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CO + H 2O = CO2 + 2H Monóxido de carbono (CO) mais água indo para dióxido de carbono mais hidrogênio. Essa reação é reversível, então pode ir para monóxido de carbono e vapor de água. Na verdade, se você está medindo com uma sonda de oxigênio ou um analisador de três gases, você está olhando para a razão CO/CO2 dessa reação água-gás. Se você está usando o ponto de orvalho, você está olhando para a razão H/H20 nessa equação. Então, mesmo sendo uma reação de equilíbrio, a reação água-gás é aquela que estamos tirando uma foto toda vez que temos um dispositivo controlando o processo de cementação a gás.

RM: Você sempre tem que usar o método de cementação difusa?

DTT: A resposta simples é não, você não. Boost-difuso é muito comumente usado, mas também é a cementação a um potencial de carbono constante. Deixe-me dar um exemplo de ambos. No reino da cementação difusa, digamos que estamos processando a 925-930°C. O limite de saturação do carbono na austenita nessa temperatura é de cerca de 1,3%. Portanto, quando você está fazendo uma cementação difusa com 1-1,1% de carbono (até 1,2% de carbono), você precisa difundir essa superfície de alto carbono no aço. Normalmente, você difunde para 0,9-0,80% de carbono em um processo clássico de difusão de impulso.

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GASES INDUSTRAIS & COMBUSTÃO

Modular multi-retort endothermic: Gerador modular de gás endotérmico multirretorta (Rx®) (cortesia de Surface Combustion, Inc.) Endoinjector® fuel-injection gas mixing system: Sistema de mistura de gás de injeção de combustível Endoinjector® montado em um gerador de gás endotérmico (cortesia da Atmosphere Engineering Company)

A outra opção é cementar com potencial de carbono constante em 0,8-0,85% em seu teor final de carbono. A desvantagem disso é que você descobrirá que o carbono não é direcionado para a superfície do aço com a mesma rapidez. Portanto, seus ciclos de cementação tendem a ser um pouco mais longos. Por outro lado, sua cementação tende a ser mais uniforme. Se você estiver cementando aços que contêm formadores de carboneto, você reduzirá a quantidade de carbonetos formados na caixa. Ambas as técnicas são usadas, mas alguns encontram uma vantagem de velocidade com o processo de difusão de impulso e outros desejam a vantagem de microestrutura que o processo de carbono constante oferece.

RM: As próximas perguntas meio que andam juntas. Estas questões dizem respeito à temperatura para cementação. Qual é a temperatura prática mais alta para cementação a gás e para cementação a vácuo? Como posso minimizar o crescimento de grãos durante a cementação porque o crescimento de grãos será uma função da nossa temperatura? Vamos falar um pouco sobre as temperaturas práticas mais altas para cada um desses processos

e como podemos evitar o crescimento de grãos, principalmente para processos de temperatura mais alta.

DTT: Talvez uma das coisas com as quais devemos começar é o fato de que você pode não querer usar a temperatura de cementação mais alta, onde a uniformidade da cementação é importante. Na verdade, você pode querer usar a temperatura mais baixa possível.

Isso é mais lento, mas tende a fornecer uma profundidade de caixa mais uniforme. Eu vi faixas de cementação a gás que variam de 800°C até 1090°C na cementação a gás e 830-1200°C na cementação a vácuo.

Há uma grande variedade de temperaturas, mas acho que um limite prático para a cementação a gás está em algum lugar entre 955 e 1000°C. Digo isso pelo fato de que você começa a entrar nas limitações do equipamento e começa a desenvolver cada vez mais manutenções e avarias relacionadas ao equipamento à medida que a temperatura aumenta. A cementação a vácuo não tem essa limitação específica. A maioria dos fornos a vácuo são capazes de atingir 1315°C, mas a temperatura de cementação é limitada pelo tipo de aço que você está utilizando. + Industrial Heating JUNHO 2022 31

GASES INDUSTRIAIS & COMBUSTÃO

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Isso leva ao seu comentário sobre o crescimento de grãos. Quanto maior a temperatura de cementação, mais tendemos a cultivar grãos.

Quanto maior o tamanho do grão, em última análise, menores as propriedades mecânicas do material. Como resultado disso, a prática é limitar a temperatura de cementação (930-950°C) para evitar o crescimento de grãos. A outra opção é usar aços com adições de liga específicas que fixam os contornos de grão e evitam o crescimento de grão. Por exemplo, adições de nióbio ou adições de nitrogênio ao aço são úteis para esta finalidade.

Na cementação a vácuo, existe uma tecnologia disponível para colocar nitrogênio na superfície do aço antes da cementação. Muitos processadores que estão excedendo os 955°C convencionais e indo para 1040-150°C estão usando esses tipos de acréscimos.

RM: Que uniformidade de cementação em toda a carga devemos esperar e por quê?

DTT: Esta é uma boa pergunta porque muitas pessoas pensam que a cementação a vácuo pode fornecer uma profundidade de revestimento mais uniforme do que a cementação atmosférica.

Essa afirmação não é totalmente verdadeira. O que acontece na cementação a vácuo é que começamos a cementar quando atingimos a temperatura. Com a cementação atmosférica e seus tempos de ciclo mais longos, tendemos a iniciar o processo de cementação um pouco mais cedo, antes que a carga esteja uniformemente na temperatura, o que leva a uma maior variação de profundidade de camada.

Embora seja prático considerar +/-0,0015 a +/-0,002 polegada como sendo uma boa uniformidade de cementação em toda a carga para cementação a vácuo, é mais como +/-0,0025-0,005 polegada, dependendo de como o processo de cementação atmosférica é executado. Se você quiser um processamento mais uniforme, certifique-se de executar um teste de uniformidade de cementação.

Se você não gostar dos resultados, adie o início da cementação até que a carga esteja mais uniforme em temperatura.

RM: Que variação no potencial de carbono posso esperar?

DTT: Se você observar a variação teórica no potencial de carbono de uma sonda de oxigênio, ela está em algum lugar na faixa de +/-0,010-0,015% de carbono, então o próprio dispositivo é muito uniforme em sua capacidade de manter o potencial de carbono. Eu esperaria uma variação de não mais de 0,02% de carbono.

RM: Preciso estar na temperatura do processo antes de iniciar meu ciclo de cementação?

DTT: Esse é o erro número um que as pessoas cometem. Eles começam o processo de cementação muito cedo. Uma possibilidade é que eles comecem o ciclo após a temperatura se estabilizar no gráfico, o que resulta em fuligem devido a uma temperatura muito baixa. A outra é que a cementação é iniciada enquanto as peças ainda não são uniformes em temperatura, o que resulta em profundidades de revestimento não uniformes.

Esta é uma pergunta muito boa. Recomendo a todos que façam testes com termopares embutidos para identificar quando o núcleo dessa peça atinge a temperatura e quando a carga na temperatura está e depois não iniciar a cementação antes desse tempo.

Daniel Herring, o Doutor em Tratamento Térmico (The Heat Treat Doctor), foi um colaborador regular de colunas, blogs e artigos para a Industrial Heating Magazine por muitos anos. Dan se aposentou há quase dois anos e está buscando interesses educacionais. Nosso site contém vários recursos, incluindo esses podcasts e dois e-books do The Heat Treat Doctor. Além disso, nossa livraria do site é uma fonte para vários volumes abrangentes de Herring sobre tratamento térmico por atmosfera e vácuo.

SF EDITORA Udo Fiorini E-mail: udo@sfeditora.com.br Fone: +55 (19) 3288-0677 | 3288-0437 32 JUNHO 2022

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TRATAMENTO TÉRMICO

Figura 1. Projeto de Forno em Retrofit

Fig. 1. Forno de trabalho contínuo para tratamento térmico de molas a uma temperatura de trabalho de até 500 ° C

Retrofits de Fornos: uma História de Antes e Depois Patrick Laskey – Onex Inc.; Erie, Pennsylvania. EUA

À

medida que os negócios pós-pandemia voltam ao normal, talvez seja hora de atualizar os equipamentos do seu forno, possivelmente por meio de um retrofit. Existem provavelmente duas áreas de falha em um forno industrial: o sistema refratário isolante ou o sistema de combustão e controles. Este artigo inclui dois breves estudos de caso: uma revisão geral do sistema de controles e combustão e um retrofit completo do forno.

Essas práticas oferecem a você a oportunidade de se atualizar sobre as melhores práticas do setor e maximizar o retorno do seu investimento em equipamentos.

A indústria de forjamento e tratamento térmico está passando por uma transformação. A tecnologia está

avançando, os equipamentos estão envelhecendo e as regras e regulamentos centrados na segurança operacional estão na vanguarda das mentes dos clientes. Mais do que nunca, a operação segura e eficiente de seu forno industrial é crucial para atender às necessidades exclusivas e exigentes de seus clientes. No final do dia, seu forno é um componente chave para obter os produtos acabados.

Os fabricantes têm opções para melhorar a eficiência operacional da planta e maximizar o tempo de atividade do equipamento. Uma opção é um retrofit do forno que permite que você faça uma “remodelação” usando a estrutura do forno existente enquanto atualiza os componentes críticos de segurança. Essas atualizações estendem a vida útil do + Industrial Heating JUNHO 2022 33

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Saber quando atualizar um forno industrial geralmente é uma combinação de alguns fatores, como demanda prevista de mercado, requisitos regulatórios e de segurança, ocorrências inesperadas de tempo de inatividade e, como sempre, disponibilidade de capital. Vamos dar uma olhada em cada decisão para entender melhor por que você pode precisar atualizar o equipamento.

Figura 2. Construção em andamento do painel de controle

Demanda de Mercado No momento, todo o setor está no meio de uma catástrofe na cadeia de suprimentos enquanto nos recuperamos da pandemia mundial de coronavírus. Enquanto os negócios estão voltando ao normal, você pode estar enfrentando falta de estoque devido aos princípios de estoque just-in-time em vigor antes da pandemia. Se o estoque não for um problema, talvez sejam problemas de logística entre um cargueiro preso no Canal de Suez ou caminhões insuficientes na estrada para entregar as mercadorias necessárias.

Espera-se que a demanda doméstica de manufatura continue a aumentar, o que é uma boa notícia para as empresas de manufatura que desejam fazer investimentos de capital. Para garantir o máximo tempo de atividade de produção, você pode ter que decidir tirar temporariamente o equipamento de serviço para fazer as atualizações necessárias. Como um líder de negócios pergunta: “Seu equipamento está operando em condições ideais para atender à crescente demanda de sua base de clientes?”

Figura 3. Painel de controle e HMI (interface homem-máquina) instalados

equipamento instalando novos controles para especificações de conformidade regulatória. Outra opção é instalar novos equipamentos quando for necessária capacidade adicional ou quando seu equipamento atual não for adequado para uma nova linha de produtos.

Hora de Explorar um Retrofit Comece o processo de retrofit do forno entendendo a operação atual do sistema e conhecendo os objetivos de longo prazo do negócio. Em seguida, prepare e siga um plano para garantir que seu investimento seja maximizado, garantindo que o ativo esteja operando conforme previsto para suas necessidades de produção futuras.

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Requisitos de Segurança, Regulamentares ou de Rastreabilidade A segurança é o componente mais importante na manutenção de uma operação saudável e em conformidade.

As maiores áreas de preocupação e oportunidades para melhorias de segurança em um forno industrial são seu sistema de combustão e seus controles. Segurança contra chamas, válvulas piloto, válvulas de fechamento em funcionamento, interruptores de limite e um sistema de controle bem ajustado são apenas alguns componentes necessários para atender à conformidade da Lei Nacional de Proteção contra Incêndios (NFPA National Fire Protection Act) 86.

A outra instância que surge frequentemente é uma mudança em um produto ou um novo cliente que pode exigir rastreabilidade e gravação dos registros do forno durante

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Figura 4. Novo sistema de combustão

cada ciclo do forno. Essa rastreabilidade geralmente faz com que os usuários finais invistam em novos sistemas (como um registrador de dados integrado aos controles) para lidar com a oportunidade recebida.

Tempo de Inatividade do Sistema de Forno O tempo de inatividade da produção é frustrante para todas as partes envolvidas. Uma prática recomendada é manter um registro das falhas e entender por que elas ocorreram para que você tenha uma ideia de quando a atualização precisará acontecer. Quando uma falha ocorre pela primeira vez, é importante realizar uma análise da causa raiz da falha usando fotos e entrevistas com o pessoal para detalhar o que aconteceu. Essas informações serão usadas para comunicação com a equipe interna e seus parceiros externos.

Existem provavelmente duas áreas de falha em um forno industrial: o sistema refratário isolante ou o sistema de combustão e controles. Uma falha refratária geralmente pode ser vista e pode parecer um teto desmoronado, ataque químico, desgaste abrasivo ou uma quebra devido a impacto.

Uma falha no sistema de combustão ou nos controles pode não ser tão óbvia. O culpado pode ser um queimador entupido, uma falha de válvula, um soprador sujo ou uma falha na programação do controle. Reúna uma equipe de

especialistas para identificar a causa raiz da falha e trabalhe para colocar o equipamento novamente on-line o mais rápido possível. Seus clientes esperam um produto de qualidade – sempre no prazo – então seu equipamento precisa operar com desempenho máximo.

Retrofits Impulsionados por Novos Requisitos A fabricação doméstica está esquentando, e as demandas de futuros negócios – juntamente com equipamentos antigos e desatualizados – podem exigir que você revise as capacidades de seus equipamentos e faça as alterações apropriadas. Vamos rever dois estudos de caso que concluímos recentemente.

A primeira é uma revisão geral dos controles e do sistema de combustão para garantir a conformidade regulatória e atender às necessidades de rastreabilidade do cliente.

O segundo é um retrofit completo do forno, incluindo refratário, combustão e controles para processar produtos que exigem maior uniformidade de temperatura.

Estudo de Caso 1: Controles e Revisão do Sistema de Combustão Nosso primeiro estudo de caso é sobre um cliente que tinha um sistema de controle antigo baseado em uma versão do Windows que não era mais compatível. Juntamente com + Industrial Heating JUNHO 2022 35

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os controles de envelhecimento, as peças de combustão no forno tornaram-se obsoletas e o estoque crítico de peças sobressalentes do cliente estava quase esgotado.

Os requisitos do cliente para os novos controles e sistema de combustão eram que os queimadores do forno existentes fossem usados, não alterando assim a zona de operação do forno. Cada forno deveria utilizar a mesma lógica e sequência para partida, rampa de temperatura, tempo de imersão e resfriamento.

Para atender a esses requisitos, a Onex atualizou os principais componentes de combustão, como filtros, interruptores e válvulas para deixar cada forno em conformidade com a NFPA 86. O sistema de controle também foi atualizado e integrado para atender às necessidades do cliente.

Com mais de 30 queimadores no sistema, o projeto e a engenharia exigiram muitas iterações entre o pessoal da fábrica e a Onex para serem concluídos. Como esses fornos funcionam diariamente, era necessária uma estreita colaboração entre a equipe de instalação e a manutenção e produção da planta. O projeto durou mais de seis meses.

Ao final, os requisitos do cliente foram atendidos e estão operando novos produtos em fornos retrofitados.

Estudo de Caso 2: Revisão Refratária e do Sistema de Combustão O segundo estudo de caso foi desencadeado pela exigência de um cliente de maior uniformidade de temperatura em uma temperatura operacional mais ampla de baixo e alto nível. O objetivo era inspecionar com precisão o forno até uma temperatura de ponto de ajuste baixa de 180°C com uma classificação de uniformidade de ±5°C entre 180°C e 700°C. Este requisito resultou em um retrofit de forno com um sistema de queimador completamente novo, controles e um projeto refratário projetado para suportar tolerâncias de temperatura mais apertadas – todos trabalhando em paralelo para atingir a meta.

A Onex instalou 32 queimadores com quatro zonas de controle para completar o projeto e atender aos requisitos do cliente. Além disso, o carro do forno teve que ser redesenhado para garantir uma vedação estanque. Todos os componentes do forno tiveram que ser configurados para trabalhar em conjunto para atender aos novos requisitos operacionais, permitindo a produção de novos produtos.

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Conclusão Sistemas únicos exigem experiência. Não há dois sistemas de fornos iguais. As operações podem ser as mesmas, mas diferenças sutis entre materiais de produtos, zonas de trabalho, tempos de imersão, requisitos de uniformidade, sistemas operacionais e preferências do cliente levam a uma solução de engenharia exclusiva. Se projetado adequadamente, um forno pode durar anos e fornecer o máximo de tempo de atividade disponível para atender às demandas de sua crescente base de clientes. Trabalhar com um parceiro confiável que “viu uma coisa ou duas” dá a você a oportunidade de se manter atualizado sobre as melhores práticas do setor, além de maximizar o retorno do seu investimento.

PARA MAIS INFORMAÇÕES: Patrick Laskey é Gerente de Desenvolvimento de Negócios da Onex Inc. Ele pode ser contatado em patrick.laskey@onexinc.com ou +1 814-440-1494. Para obter informações adicionais, visite https://onexinc.com.

Todas as imagens são cortesia de Onex Inc.

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Usando a técnica CertiFire para ajustar um forno de teste de laboratório Fig. 1. Forno de trabalho contínuo para

Automatizando o Processo de Ajuste de Uniformidade de Fornos para Forjamento Ben Witoff – Fives North American Combustion Inc.; Cleveland, Ohio, EUA

E

m um forno multiqueimadores típico com vários pontos de medição de temperatura, a mudança na taxa de queima de um único queimador pode alterar o perfil térmico dentro do forno de maneira não linear.

Consequentemente, cada ajuste de sintonia independente tem efeitos em cascata no resto do sistema. O novo algoritmo de mapeamento de temperatura CertiFire® descrito aqui oferece a capacidade de automatizar o processo de ajuste térmico.

Fornos de forjamento e tratamento térmico exigem ajustes precisos do sistema de combustão para produzir peças de alta qualidade para as indústrias aeroespacial, automotiva e de construção. As pesquisas de uniformidade de temperatura são o padrão aceito pela indústria para verificar a qualidade desses fornos de processamento de metais. Os padrões atuais em vigor especificam uma certa uniformidade de temperatura

que deve ser mantida dentro da zona de trabalho do forno.

Usuários finais como Boeing, GE e Pratt & Whitney estabeleceram esses padrões de qualidade, que chegaram a fornecedores, fabricantes de fornos e tecnologias de sistemas de combustão para uniformidade da conformidade.

O Modelo de Ajuste Manual de Uniformidade Os métodos atuais de ajuste do forno e do sistema de combustão são lentos, ineficientes e desatualizados. Esses métodos exigem que técnicos qualificados façam ajustes manuais precisos em componentes únicos de maneira iterativa.

Os ajustes exigem essa abordagem recursiva porque o sistema de equações que governa a distribuição de calor de um forno industrial não é linear. + Industrial Heating JUNHO 2022 37

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Figura. 1. Regulador de conexão cruzada com sangria de impulso de ar[2]

No caso típico de um forno multiqueimadores com mais de um ponto de medição de temperatura, a distribuição de temperatura em uma matriz de medição não é diretamente proporcional à mudança na taxa de queima de um único queimador. Devido à não linearidade do sistema, cada ajuste de sintonia independente tem efeitos a jusante incidentais em cascata no resto do sistema. Cada tentativa de resolver a disparidade de temperatura em uma área do forno pode, consequentemente, deixar outra área fora de conformidade.

Reinvenção do Processo de Ajuste A Fives North American Combustion (FivesNA) desenvolveu uma solução que melhora o processo de ajuste de uniformidade de temperatura, tanto em velocidade quanto em precisão. A técnica North American CertiFire® implementa um algoritmo de mapeamento de temperatura patenteado[1] que cria uma aproximação linear do sistema de equações de qualquer forno, independentemente de sua geometria ou complexidade. Uma vez linearizada, a distribuição de temperatura pode ser resolvida através de ajustes simultâneos.

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O algoritmo de mapeamento de temperatura cria uma matriz de resposta que correlaciona as mudanças nas entradas de calor do forno com as mudanças na distribuição de calor em estado estacionário em toda a zona de trabalho do forno. Na prática, um conjunto de termopares pode ser usado para medir a distribuição de temperatura tridimensional da zona de trabalho enquanto os queimadores do forno são modulados. É fundamental para a precisão desta matriz de resposta que as modulações do queimador sejam precisas e repetíveis. Para conseguir isso, utilizamos uma válvula que sangra a pressão do ar da linha de impulso de ar do regulador de conexão cruzada de cada queimador para a atmosfera (Fig. 1).

Ao abrir esta válvula e permitir que o ar flua para a atmosfera, a pressão estática do ar no regulador é reduzida, o que reduz o fluxo de combustível através do orifício do regulador. Com um regulador de alta qualidade, o fluxo de combustível e, portanto, a saída de calor do queimador está linearmente ligado ao curso da válvula de sangria.

Cada modulação individual do queimador tem seu próprio efeito característico na distribuição de temperatura de toda a zona de trabalho. Este efeito depende de muitos fatores, incluindo a quantidade de ajuste, o número de queimadores, o tamanho da zona de trabalho, a geometria geral do forno e a temperatura média da zona de trabalho.

A Figura 2 mostra duas modulações diferentes do queimador e a Figura 3 mostra a distribuição de temperatura do forno resultante durante o mesmo período.

Nove termopares foram colocados de acordo com a norma AMS 2750 para o volume e classe do forno, com oito termopares em cada um dos vértices da zona de trabalho cúbico e um em seu centro.[3] A taxa de queima de cada queimador foi aumentada em uma quantidade fixa por um determinado número de minutos. O segundo queimador não foi ajustado até que a temperatura geral da zona de trabalho retornasse à temperatura média da linha de base. Os dois queimadores observados na Figura 2 estavam disparando no mesmo plano a vários metros um do outro. Apesar da proximidade dos queimadores e ajustes semelhantes, seus efeitos na distribuição de temperatura mostrados na Figura 3 são exclusivamente diferentes. Não apenas a taxa geral de mudança de temperatura difere entre as curvas, mas também as reações individuais dos termopares. O termopar 5 (mostrado em verde), por exemplo, mostra a maior mudança de temperatura para a modulação do primeiro

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Figura. 2. Duas modulações de queimador diferentes

Figura. 3. Resposta de temperatura a duas modulações de queimador diferentes

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temperatura para cada termopar para atingir a temperatura de pesquisa, esta equação pode resolver para ΔB, que é o ajuste necessário da válvula de sangria do queimador para alcançar a uniformidade da temperatura.”

Figura. 4. Equação do forno linearizado

Figura. 5. Criação da matriz de resposta

queimador, mas experimenta uma resposta muito mais fraca durante a modulação do segundo queimador.

A aproximação linear do sistema de equações do forno pode ser escrita como mostrado na Figura 4, onde o vetor T representa as temperaturas dos termopares q, o vetor B representa as modulações da válvula de purga dos queimadores r e a matriz de resposta K representa sua relação. Ao compilar cada uma dessas modulações do queimador e seus efeitos de temperatura resultantes, a matriz de resposta exclusiva do forno pode ser calculada conforme mostrado na Figura 5.

Uma vez que a matriz de resposta é conhecida, a equação linearizada do forno pode ser revertida. Ao dividir um vetor de temperaturas do termopar T pela matriz de resposta K, a equação produz um vetor de posições B da válvula de sangria do queimador.

Em um forno de estado estacionário, começando com um vetor ΔT representando as mudanças necessárias na 40 JUNHO 2022

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Resultados e Análise de Testes Esse processo de mapeamento de temperatura normalmente leva várias horas. Depende do número de queimadores e da precisão de ajuste necessária, que geralmente é definida pela classe de certificação do forno.

O forno usado no teste foi um forno de caixa de nove queimadores com um volume de zona de trabalho em torno de 5,7 m3. Uma matriz de resposta foi criada para este forno de teste em 3,5 horas a uma temperatura de pesquisa de 593°C. Usando esta matriz de resposta, os ajustes dos queimadores foram resolvidos e implementados. A Figura 6 mostra as posições das válvulas de sangria do queimador antes, durante e após os ajustes. A Figura 7 mostra as temperaturas resultantes do termopar nesse mesmo período.

A temperatura dos nove termopares antes da primeira solução de ajuste foi de 15,5°C, ou +7/-8°C da temperatura de levantamento desejada. O primeiro ajuste de afinação foi feito às 15:24, e o intervalo de temperatura foi reduzido para 5°C, ou +3/-1,6°C, nos próximos 30 minutos.

Um segundo ajuste de afinação foi feito às 15:51, que resolveu o intervalo de temperatura para 1,6°C, ou +1,1/-0,5°C em menos de 10 minutos adicionais.

Esta distribuição de temperatura foi mantida de forma consistente pelo forno depois que os ajustes de sintonia cessaram. A Figura 8 mostra mais de três horas de medições de temperatura após o segundo e último ajuste de sintonia ter sido feito.

Um segundo ajuste de afinação foi feito às 15:51, que resolveu o intervalo de temperatura para 1,6°C, ou +1/-0,5°C em menos de 10 minutos adicionais.

Esta distribuição de temperatura foi mantida de forma consistente pelo forno depois que os ajustes de sintonia cessaram. A Figura 8 mostra mais de três horas de medições de temperatura após o segundo e último ajuste de sintonia ter sido feito.

Este forno de teste foi preparado para a certificação AMS 2750, Classe 1 em menos de uma hora de ajuste.

Incluindo uma hora adicional de tempo de estabilização entre a conclusão do processo de mapeamento e o início do processo de ajuste, este forno de teste exigiu um total de 5,5

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Figura. 6. Posições da válvula de sangria do queimador durante o processo de ajuste

Figura. 7. Temperaturas do termopar durante o processo de ajuste

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Figura. . Resolução de temperatura mantida após o ajuste de ajuste

horas para reduzir a disparidade de temperatura de 15°C para 1,6°C. A única interação humana necessária nessas 5,5 horas foi um clique manual no botão “iniciar ajuste”.

Mudando o Futuro da Pirometria Localmente O ajuste do sistema de combustão pode consumir imensos recursos, incluindo pessoal, tempo de inatividade programado, manutenção do queimador e calibração do equipamento de certificação. Usando este novo algoritmo de mapeamento de temperatura, o processo de ajuste de uniformidade pode ser automatizado. A maioria dos fornos industriais – independentemente de seu tamanho, complexidade ou geometria – pode ser ajustado mais rapidamente e para uma faixa de temperatura mais estreita sem a necessidade de intervenção manual.

O algoritmo de mapeamento também fornece a capacidade de prever futuras necessidades de manutenção.

Os mapas históricos de temperatura podem ser usados para identificar a degradação do forno ou o desvio do sistema de combustão, e as mudanças na matriz de resposta de um forno podem identificar onde ocorreu a deterioração. Esse tipo de manutenção preditiva permite que os usuários finais sejam proativos em qualquer ajuste de uniformidade de 42 JUNHO 2022

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temperatura ou reparo de forno que seja necessário.

Para obter mais informações: Ben Witoff é gerente de engenharia de dados da Fives North American Combustion Inc. em Cleveland, Ohio, EUA. Ele pode ser contatado em +1 216-271-6000 ou benjamin.witoff@ fivesgroup.com. Visite www.fivesgroup.com para obter informações adicionais.

Referências 1. Method and Apparatus for Improving Furnace Temperature Uniformity (Método e Aparelho para Melhorar a Uniformidade da Temperatura do Forno) (patente pendente) 2. North American Combustion, Practical Pointers, página 32 https://online.flippingbook.com/view/852569/36/ 3. AMS 2750 Rev. F, Página 43, Tabela 20: “Número mínimo de sensores TUS e locais necessários”.

PARA MAIS INFORMAÇÕES: Ben Witoff – Fives North American Combustion Inc.; Cleveland, Ohio, EUA

PROCESSOS

Taxas de Resfriamento Otimizadas de Aços Microligados (Parte II)

James Miller, John Walters – Scientific Forming Technologies Corporation (SFTC); Columbus, Ohio, EUA; Chester Van Tyne – Colorado School of Mines; Golden, Colorado, EUA

A

primeira parte deste artigo foi publicada na edição de Abril 2020 da FORGE Brasil.

Ele deu uma visão geral de um desafio para forjadores de aços microligados – resfriamento controlado! Agora que o problema do resfriamento controlado de microligas forjadas foi modelado e solucionado, outros desafios ficam claros e presentes para a indústria de forjamento. Mas antes de contabilizar essas oportunidades, vamos apresentar os dados e as soluções para o problema em questão – resfriamento controlado de aços microligados.

Coeficientes de Transferência de Calor Os processos de transferência de calor transiente podem ser facilmente simulados usando modelos de elementos finitos (FEMs – finite element models) implícitos e não lineares para prever a resposta térmica de uma peça ao aquecimento e resfriamento. Tais modelos representam um uso rotineiro de uma tecnologia muito madura. Na conclusão de uma simulação de forjamento a quente, a temperatura de cada nó na peça de trabalho é conhecida.

A taxa de resfriamento pós-forjamento pode ser prevista por simulação se o processo de resfriamento for conhecido Para um forjamento de aço microligado, o resfriamento controlado por ar forçado é típico. Forjados

a quente são resfriados à medida que são transportados em um transportador blindado através da(s) zona(s) de resfriamento com um ou mais ventiladores de resfriamento. Não é prático medir experimentalmente a taxa de resfriamento em uma região subsuperficial desses forjados. No entanto, um modelo FEM pode facilmente prever essas taxas de resfriamento se o coeficiente de transferência de calor (HTC heat-transfer coefficient) ou o coeficiente de convecção for conhecido.

Valores típicos de HTC estão disponíveis na literatura, embora sejam valores aproximados na melhor das hipóteses. Eles são normalmente estimados na ordem de grandeza mais próxima. Também é incomum ver qualquer dependência de temperatura incluída na literatura. Assim, os dados públicos são razoáveis para uma estimativa inicial, mas não para um modelo preciso. Para obter um modelo preciso, o forjador precisa identificar os coeficientes de transferência de calor para resfriamento contínuo.

Os códigos de dinâmica de f luidos computacional (CFD computational f luid dynamics) são muito sofisticados e podem prever a resposta térmica em sistemas altamente transitórios. O CFD é maduro, mas extremamente tedioso e demorado. Usar o CFD para modelar uma aplicação simples de resfriamento por ventilador é provavelmente excessivo, com um alto custo de tempo e dados. + Industrial Heating JUNHO 2022 43

PROCESSOS

Figura 5. Forjado do cubo da roda e colocação do termopar

Uma abordagem prática de engenharia para extrair o coeficiente de convecção da superfície de um processo

Figura 7. Valores previstos e experimentais dos coeficientes de transferência de calor 44 JUNHO 2022

Industrial Heating +

real envolve uma mistura de dados experimentais e simulações. Um experimento de resfriamento controlado é realizado com termopares embutidos próximos à superfície de uma peça de trabalho. A saída do experimento é um conjunto de dados de temperatura versus tempo para cada termopar. Uma estimativa aproximada para o HTC é fornecida por um modelo de computador inicial, que é executado posteriormente para corresponder ao experimento. O rastreamento de ponto é usado para extrair uma curva de temperatura versus tempo para cada termopar.

Após a conclusão do modelo, as curvas são comparadas e as diferenças reconciliadas. Usando uma rotina de otimização, uma simulação subsequente é executada com os dados HTC atualizados, que são uma função de temperatura e localização. Após várias iterações, a solução converge quando a previsão de tempo-temperatura do modelo corresponde ao experimento. Este é um modelo empírico, que é prático em um ambiente de forjaria.

PROCESSOS

Figura 8. Dados do pirômetro pós-forjamento em locais específicos de peças

Zona 1 Mais rápido para esfriar

Zona 2 Mais lento para esfriar

Zona 3

Experimentação A Jernberg Industries financiou um trabalho experimental para determinar esses HTCs. Um forjado de cubo de roda automotivo feito de aço microligado foi equipado com seis termopares em locais específicos do subsolo. Uma foto do forjado e dos termopares é mostrada na Figura 5. O forjado foi então aquecido em um forno a gás a uma temperatura logo abaixo de 1093˚C, conforme mostrado na Figura 6. Em seguida, foi resfriado por um único ventilador semelhantes aos ventiladores usados na linha de produção real.

Os dados foram processados pela SFTC utilizando o módulo HTC inverso do sistema DEFORM. Os resultados deste trabalho foram HTCs de superfície em função da temperatura. Coeficientes únicos foram definidos para cada uma das três regiões do forjamento. As taxas de resfriamento foram associadas a porções ou zonas do forjamento (ou seja, taxas rápidas, intermediárias e lentas). Com os dados HTC disponíveis, a SFTC criou um modelo para comparar o resultado de tempo e temperatura do modelo e do experimento. A Figura 7 compara os dois resultados em cinco locais.

A correlação foi excelente e validou os HTCs de engenharia reversa para o ventilador de amostra. A expectativa era que esses HTCs fossem adequados para prever a taxa de resfriamento de um forjamento, com um perfil de temperatura conhecido, em uma configuração de resfriamento de produção.

Intermediário

Figura 9. Taxas de resfriamento regionais de peças

Simulações de Produção As empresas simularam seus processos de forjamento a quente por décadas com excelente sucesso. Os modelos

Figura 10. Configuração do transportador e resfriamento

+ Industrial Heating JUNHO 2022 45

PROCESSOS

Figura 11. Perfis de resfriamento de temperatura previstos e reais Figura 12. Perfis de resfriamento de temperatura previstos e reais após ajustes de configuração de resfriamento Figura 13. Perfis térmicos modelados e reais em três pontos no sistema de transporte

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de forjamento normalmente incluem a transferência de calor na medida em que inf luenciou o processo de forjamento. Simulações de forjamento envolvendo múltiplas operações levaram em conta a resposta térmica antes do forjamento, durante as transferências e quando apoiadas em ferramentas. Uma abordagem similar de simulação de múltiplas operações foi usada para modelar o processo de resfriamento pós-forja para uma das peças de produção de aço microligado da Jernberg.

Para validar a modelagem, Jernberg capturou e compilou dados de produção relacionados ao comportamento de resfriamento de peças forjadas em 15V30M. As medições do pirômetro foram feitas em cinco locais (A-E) imediatamente após o forjamento e em vários momentos ao longo do sistema de resfriamento do transportador (Fig.8). Cada ponto de dados representou a média de 10-14 medições individuais de temperatura de superfície coletadas em diferentes partes.

As simulações de resfriamento pós-forja foram executadas pela SFTC usando dados HTC do estudo anterior do ventilador. Assim como o forjamento experimental, o forjamento de produção foi assumido como tendo três zonas HTC. Essas regiões foram responsáveis por diferentes taxas de resfriamento (Fig. 9). O esquema mostrado na Figura 10 representa a configuração do transportador modelado. Nenhum ventilador estava presente nos transportadores #1 e #3. Os ventiladores foram montados na entrada do transportador nº 2 e no túnel de saída após o transportador nº 3. O esquema indica os locais ao longo do transportador (T1-T8) onde foram feitas as leituras de temperatura (Fig. 8).

Os resultados iniciais médios de resfriamento pareciam razoáveis (Fig. 11), mas havia preocupação com a inclinação da curva de resfriamento após a transformação. A inclinação representou a taxa de resfriamento, que foi o foco principal do estudo. A equipe então decidiu reavaliar a configuração e as premissas do modelo.

Diferenças de f luxo de ar foram identificadas entre a configuração do ventilador experimental e certas seções do sistema de resfriamento de produção. O julgamento de engenharia foi usado para ajustar os HTCs para as seções do transportador2 e do túnel. O modelo final de resfriamento (Fig. 12) obteve um melhor ajuste geral à média dos dados experimentais.

PROCESSOS

Figura 14. Comparação das temperaturas reais e simuladas em cinco locais da peça

Figura 15. As medições de dureza foram feitas em dois pontos específicos na peça de trabalho

Figura 16. Um gráfico de dureza e taxas de resfriamento previstas

O modelo de resfriamento final correspondeu razoavelmente às observações de produção. A Figura 13 mostra os perfis de calor no modelo e na peça de produção em três pontos ao longo do transportador.

A Figura 14 compara as medições de produção com as temperaturas simuladas em cinco locais da peça.

Houve um alto nível de confiança nas previsões da taxa de resfriamento. A dureza foi medida em dois locais do forjado: a haste e o centro (Fig.15). As taxas de resfriamento previstas foram extraídas dos mesmos locais no modelo de forjamento. A dureza medida e as taxas de resfriamento previstas foram então plotadas juntas no gráfico de taxa de resfriamento crítica de 15V30M da CSM (Colorado School of Mines) (Fig. 16).

Embora uma gama mais ampla de condições de processo possa divergir, o “ponto ideal” de produção correspondeu bem aos experimentos de laboratório.

Tanto o estudo CSM quanto a experiência de produção de Jernberg identificaram as taxas de resfriamento necessárias para obter uma dureza ideal.

Oportunidades de Pesquisa Futuras Este projeto é o primeiro ensaio publicado desse tipo. Melhorias futuras foram discutidas pela equipe do projeto, algumas das quais estão resumidas aqui.

Desenvolvimentos adicionais permitirão que os métodos de teste sejam aplicados a uma gama mais ampla de aplicações.

Testar o HTC para várias configurações de ventilador em função da localização, temperatura e velocidade do ventilador forneceria um modelo de resfriamento pós-forjamento mais preciso. As variações podem incluir transportadores blindados versus dutos, velocidade do ventilador e velocidade média do ar ao longo do transportador. Conhecer o efeito desses fatores na taxa de resfriamento permitirá que o forjador ajuste ainda mais o resfriamento para obter microestrutura e propriedades ideais.

Desenvolver um banco de dados de dados de taxa de resfriamento versus dureza para um conjunto mais amplo de ligas é desejável. Ele pode ser acoplado a ferramentas de análise de dados para refinar a taxa de resfriamento desejada e a probabilidade de atender aos requisitos de propriedades mecânicas. Refinamento adicional pode ser possível com a inclusão da química e do fornecedor do + Industrial Heating JUNHO 2022 47

PROCESSOS

material.

Como leitor deste artigo, você também pode participar de projetos futuros! Entre em contato com Jim Miller da SFTC sobre o interesse de nossa empresa em melhorar continuamente seus processos para seus clientes que necessitam de aços microligados.

Os autores agradecem a Jernberg Industries por suas contribuições nos experimentos, testes de produção e relatórios de projetos envolvidos nesses esforços. Markus Knoerr, vicepresidente de engenharia da Jernberg na época, é creditado com o conceito original do projeto FIERF. A equipe também agradece à Forging Industry Education Research Foundation (FIERF) por apoiar os esforços da CSM e apoiar a transferência de tecnologia em todo o setor, pois fornece peças acessíveis e de alta qualidade para aplicações exigentes.

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Benefícios da Sinterização a Vácuo

Jan a Mar 2019

Miller, John Walters – Scientific Forming Technologies Corporation (SFTC);

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Stamping & Forming Magazine Brazil

Como Cortar Custos com Datalogger 34 Tratamento Criogênico Profundo 38 Oxidação Intergranular: Castigo ou Vantagem?

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Revista de Corte, Estampagem e Conformação de Chapas, Arames e Tubos

46

17 Vendido o Maior Forno a Vácuo da América do Sul Seminário de Processos de TT em Abril na Delphi, em Piracicaba (SP) 16 Seminário de Manutenção e Segurança de Fornos em Junho na Combustol Fornos, em Jundiaí (SP)

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EXPOMAFE 2019 - Destaque Expositores Estampagem & Conformação

Columbus, Ohio, EUA; Chester Van Tyne – Colorado School of Mines; Golden, Colorado, EUA O co-autor James Miller é Diretor de Vendas e Marketing e colaborador frequente do FORGE, John Walters é Vice-presidente da Scientific Forming Technologies Corp.

(SFTC), Columbus, Ohio. Jim pode ser alcançado em sales@deform.com ou em +1 614-451-8330. Co-autor e colaborador frequente da FORGE, Chet van Tyne é Professor Emérito, Engenharia Metalúrgica e de Materiais, Colorado School of Mines, Golden, Colorado. Ele pode ser alcançado em cvantyne@mines.edu

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A EXTRUSÃO A FRIO E SEU FERRAMENTAL, A INFLUÊNCIA DO USO DE ANÉIS DE CONTRAÇÃO NO ENCARCAÇAMENTO DE MATRIZES: ASPECTOS DE CÁLCULO Genival Gonçalves Santos

Resumo

P

rodutos obtidos por meio de processos de conformação, adquirem propriedades mecânicas superiores aos demais processos de fabricação.

Estas características são consequência do trabalho de deformação plástica realizado por ferramentas especialmente desenvolvidas para este propósito. Os esforços necessários à conformação mecânica geralmente alcançam patamares elevados, podendo até mesmo superar o limite de resistência do ferramental. As matrizes de extrusão maciça direta (EMD) experimentam altas tensões devido ao trabalho de redução de área, o que em alguns casos exige o encarcaçamento do núcleo da matriz por meio do uso de anéis de contração. Este artigo visa a apresentação de um modelo de cálculo analítico de dimensionamento de matrizes, objetivando o estudo das tensões principais e equivalente verificadas na cavidade de uma matriz hipotética de EMD com três métodos distintos de construção, sendo eles: matriz em perfil monobloco, matriz com encarcaçamento simples e matriz com encarcaçamento duplo. Para desenvolvimento da pesquisa utilizou-se a teoria de Lamé na definição das tensões principais atuantes nas matrizes, além da teoria da energia de distorção (von Mises) para determinar a tensão equivalente em cada modelo, sendo verificados os menores valores de tensão na matriz com duplo

encarcaçamento, com a tensão equivalente na ordem de 460 MPa, 85% menor que a verificada na matriz em perfil monobloco e 70% menor que a tensão observada na matriz com encarcaçamento simples.

Palavras-chave:: Extrusão a frio, Conformação Mecânica, Ferramental, Montagem de matrizes.

1. INTRODUÇÃO Os processos de fabricação por meio de conformação mecânica são os elos finais de uma corrente que se inicia na extração de minério até a obtenção de produtos empregados no dia a dia em equipamentos e máquinas na indústria metal-mecânica [1].

Os componentes obtidos por meio de processos de conformação, ao sofrerem deformação plástica adquirem propriedades mecânicas superiores aos demais processos de fabricação, além de microestrutura homogênea e sem porosidade. Além disso, o processo de conformação proporciona grande aproveitamento de matéria prima, já que a perda de material é bastante reduzida, se comparada à perda nos processos de usinagem, por exemplo [2].

O ferramental empregado nos processos de conformação representa uma parcela significativa dos custos relacionados à fabricação de um produto, sua + Industrial Heating JUNHO 2022 49

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longevidade está diretamente relacionada à qualidade do projeto, à matéria prima do conformado, ao equipamento, às condições de lubrificação e às características da própria ferramenta.

Estas ferramentas experimentam altas tensões de trabalho, que podem levá-las a substituição prematura por perda de funcionalidade ou mesmo falha catastrófica.

Com base nessa premissa, este artigo estuda o comportamento das tensões principais e efetiva em uma matriz de extrusão a frio, avaliando diferentes processos de construção.

2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 2.1 Extrusão A extrusão é parte da grande área da conformação mecânica que pode ser classificada de acordo com a temperatura do processo, da geometria do produto extrudado e quanto ao f luxo do material em relação ao deslocamento da ferramenta [3].

Na extrusão maciça direta (EMD) ou extrusão para frente, o f luxo do material acompanha o sentido de deslocamento da ferramenta, tal processo pode ser entendido como um método de compressão indireta, pois são as paredes internas da ferramenta que comprimem o tarugo, sob ação da força axial aplicada pela prensa [4], podendo ser classificada como extrusão livre1 (φ≤0,43) ou confinada 2 (φ>0,43) [5] [6].

A extrusão a frio de peças de geometria complexa merece atenção especial, pois existem limitações quanto ao grau de deformação de acordo com a matéria prima, bem como limitações do ferramental empregado no processo [5], com o objetivo de evitar defeitos de fabricação como por exemplo o chevron 3.

A composição química dos aços tem inf luência em sua conformabilidade, tanto para aços-liga como para os

não ligados, a resistência à mudança de forma (kf) está diretamente associada ao teor de carbono presente no material, por efeito da relação direta com a proporção de perlita presente em sua microestrutura [7].

Button (1999, p. 55) [7], orienta o uso de aços com baixo teor carbono nas operações a frio de EMD confinada ou livre, extrusão inversa ou mesmo o recalque, e indica ainda que no caso de aços ligados, deve-se utilizar o carbono equivalente (C_1), ao invés do teor de carbono presente na composição química.

O carbono equivalente para aços de baixa liga pode ser definido pela equação 1.

(1) As matrizes de extrusão experimentam altas tensões decorrentes do trabalho de redução de área, que podem levá-la a falha prematura por deformação plástica ou mesmo ruptura [5].

A correta definição do projeto do ferramental inf luencia a longevidade das matrizes em trabalho, sua vida depende dos esforços da conformação que por sua vez são correlatos ao teor de carbono ou carbono equivalente do material a ser extrudado.

1 A extrusão livre é recomendada para os casos onde a deformação verdadeira (φ) não ultrapasse o valor de 0,43. Neste tipo de processo, o tarugo não está contido em uma matriz guia, o que limita grandes deformações pelo risco de flambagem ou mesmo recalque do tarugo [4] [7].

2 A extrusão confinada é indicada para os casos onde grandes deformações são necessárias (até o limite φ≤1,39 para aços de baixo teor de carbono), onde o tarugo encontra-se contido em uma matriz guia, o que possibilita grandes reduções de seção, limitadas pelas condições de atrito do sistema matriz-conformado [4] [7].

3 Chevrons são fissuras internas desenvolvidas no centro do tarugo extrudado. De origem aleatória, este defeito apresenta uma série de causas possíveis, como por exemplo a escolha inadequada dos passes de redução, ângulo das matrizes desfavoráveis ao grau de deformação estabelecido, o uso de lubrificantes ineficazes ou materiais de partida com baixa deformabilidade [7].

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Figura 1. Relação de carbono equivalente e deformação verdadeira para EMD em função do material da ferramenta [3].

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A figura 1 apresenta valores limite de carbono equivalente (C1), e deformação verdadeira (φ) para uma matriz de EMD, construída em diferentes materiais e considerando condições ideais de lubrificação do par tribológico.

Com base no exposto por Lange (1985, p. 15.46) [3], as curvas a,b e c da figura acima podem ser interpretadas como segue.

A curva “a” representa o limite para ferramentas com núcleo em aço e tem sua vida estimada em 10.000 ciclos.

A curva “b” descreve o limite para ferramentas com núcleo em metal duro (~ 27% Co) e vida de aproximadamente 100.000 ciclos.

A curva “c” evidencia o limite para ferramentas construídas em metal duro (~ 15% Co) com vida predita em cerca de 300.000 ciclos.

Regiões acima das curvas limite estão propícias ao surgimento de trincas por sobrecarga, e abaixo falha por fadiga.

2.1.1 Definição do processo de extrusão No processo de extrusão maciça direta (EMD), existe um estado triaxial de tensões na região de redução de área [5]. Considerando um perfil axissimétrico, as tensões desenvolvidas na zona de deformação plástica podem ser avaliadas com auxílio da teoria elementar da plasticidade pela figura 2.

Figura 2. Distribuição de tensões no processo de extrusão maciça direta [3].

Para desenvolvimento do processo de EMD, é fundamental o conhecimento dos esforços necessários à conformação, logo a curva de resistência à mudança de forma (kf) do material também deve ser conhecida, Schaeffer [8] destaca que para um aço com baixo teor de carbono, a curva de resistência à mudança de forma é representada pela equação 2.

(2) Onde “c” é o fator de resistência mecânica do material empregado no processo, “n” corresponde ao seu fator de encruamento, enquanto “ φ” é a deformação verdadeira, que é definida pela equação 3 para o processo de EMD [8].

(3) Quanto à força necessária ao processo de extrusão maciça direta, feita no confinamento da cavidade da matriz, esta é uma grandeza dependente das dimensões e material da geratriz, das dimensões finais do conformado, da geometria do ferramental e do sistema tribológico.

A força aumenta rapidamente devido ao trabalho de deformação, em seguida ocorre uma redução moderada nos esforços de conformação durante a f luência do material na cavidade da matriz, resultado da redução gradual da carga relativa ao volume não extrudado e ao coeficiente de atrito, como mostra a imagem a seguir.

Figura 3. Curva típica Força x Deslocamento para EMD [9]. + Industrial Heating JUNHO 2022 51

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A força axial ( Fz ) no processo EMD a frio, pode ser aproximada por meio da equação 4.

(4) Onde “K f0 ” e “A0 ” correspondem a resistência inicial à mudança de forma e a área inicial, respectivamente, a variável “α” trata do ângulo de redução ou semi ângulo da matriz, em radianos.

Ainda na equação 4, o termo “μ” corresponde ao coeficiente de atrito empregado no processo, enquanto “K fm” trata da resistência média a mudança de forma; esta no entanto é proporcional ao trabalho específico de deformação por unidade de volume (Wd) como mostra a equação 5 [10].

(5) O trabalho específico de deformação por unidade de volume, também pode ser definido por meio da equação 6.

(6) De acordo com Billigmann e Feldmann (1979, p.

517) [11], a resistência média à mudança de forma “K fm”, para um grau de deformação φ ≤ 0,2 pode ser definido como a média aritmética da resistência inicial à mudança de forma “K f0 ” e a resistência instantânea à mudança de forma “K fi ”, conforme a equação 7.

(7) As demais variáveis da equação 4, podem ser identificadas com o auxílio da figura 4.

2.2

Figura 4. Processo de extrusão maciça direta 52 JUNHO 2022

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Ferramentas As ferramentas do processo de extrusão maciça direta (EMD) a frio, são basicamente punções, extratores e matrizes encarcaçadas, responsáveis pelo deslocamento da matéria prima e redução de área, respectivamente.

Os núcleos das matrizes são responsáveis pela geometria da seção transversal do produto extrudado, estas ferramentas são submetidas a altas pressões internas, que podem ultrapassar seu limite de elástico, logo estas devem ser projetadas e construídas a partir de materiais de elevada resistência à compressão e tenacidade [5].

O projeto das matrizes deve considerar a tensão radial na cavidade da ferramenta, definindo assim o correto encarcaçamento do núcleo de redução. A capacidade de resistência das matrizes pode ser ampliada com aplicação de anéis de contração, responsáveis pelo estado de précarga resistiva às tensões trativas do trabalho de extrusão.

Em suma, o encarcaçamento é responsável por manter as tensões dinâmicas de tração impostas sobre a ferramenta, dentro do limite de resistência do material utilizado em sua construção, onde a manifestação resultante a ser percebida seja apenas o desgaste por atrito, e não sua ruptura.

O quadro a seguir apresenta valores aproximados de solicitação limite, a fim de evitar falha por sobrecarga em matrizes [3] [7] [11].

Quadro 1: Valores limite para pressão interna nas matrizes.

Valores limites para pressão interna (Pi) nas matrizes Sem anel de contração

Pi < 1000 MPa

Com anel de contração simples e núcleo de aço

Pi < 1600 MPa

Com anel de contração simples e núcleo de metal duro

Pi < 1500 MPa

Com anel de contração duplo e núcleo de aço

Pi < 2200 MPa

Com anel de contração duplo e núcleo de metal duro

Pi < 1200 MPa

2.2.1 Fabricação de matrizes A construção das matrizes é provavelmente um dos aspectos mais importantes quando se pensa em extrusão a frio, devido as altas pressões desenvolvidas no processo de redução de área.

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A magnitude das tensões induzidas pelo trabalho de extrusão raramente possibilitam a construção de uma matriz de perfil monobloco, já que sua tensão de escoamento é facilmente alcançada [9].

O efeito das altas pressões de conformação podem ser atenuados com uso de um ou mais anéis de contração, montados sob ajuste de interferência, gerando pré-tensão compressiva na cavidade da matriz (fig. 5).

O estado de pré-tensão é consequência da pressão de contato desenvolvida na interface de montagem da ferramenta [12].

Com base na figura 5, o ponto de repouso da matriz

Figura 6. Montagem com ajuste de interferência, adaptado [13].

Considerando que os dois elementos são de mesmo material, com mesmos valores de módulo de elasticidade e coeficiente de Poisson, a pressão de contato gerada na interface de montagem pode ser aproximada pela equação 8 [13].

(8) Onde:

Figura 5. Ciclo de tensões e deformações em uma matriz de extrusão pré-tensionada [5].

de extrusão se dá no intervalo de pré-tensionamento (1), resultado da interferência de montagem do conjunto, sendo perturbado pelo trabalho de extrusão atingindo a tensão máxima no momento da redução de área (2) e, retornando ao seu estado de repouso após o descarregamento (3) da ferramenta [5].

2.2.2 Pressão de contato Quando dois elementos cilíndricos são montados com ajuste de interferência, é gerada uma pressão de contato (Pc) entre ambos [12].

A imagem a seguir ilustra este tipo de montagem, onde o raio externo do eixo é ligeiramente maior que o raio interno da carcaça, gerando assim uma interferência radial (δ) no conjunto.

Pc = Pressão de contato [MPa] E = Módulo de elasticidade [MPa] r 0 = raio externo do elemento externo [mm] ri = raio interno do elemento interno [mm] R = raio de análise [mm] δ = interferência radial [mm] Após a montagem, a pressão de contato é responsável pelo surgimento de tensões radiais e tangenciais nos elementos do conjunto, tensões estas que estão diretamente relacionadas com o desempenho do componente em trabalho.

2.2.3 Estado de tensões em cilindros pressurizados A teoria de Lamé para cilindros de parede grossa, submetidos a pressões interna e externa, mostra que as tensões radial e tangencial se comportam de maneira não linear ao longo da espessura da parede do cilindro, atingindo seus valores máximos no centro e reduzindo em direção a periferia [14].

A seguir é mostrado um exemplo esquemático de + Industrial Heating JUNHO 2022 53

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cilindro internamente pressurizado (pressão externa nula), onde as tensões radial e tangencial alcançam seus máximos no raio interno “a”, enquanto o raio externo “b” experimenta os menores valores de tensão.

2.2.4 A teoria de escoamento de von Mises Baseado na teoria de von Mises, Santos (2020, p. 18) [15], evidencia que a falha de um componente se dá quando a tensão equivalente se iguala ou supera sua tensão de escoamento.

Em um estado geral de tensões, a tensão equivalente (σ’) para teoria da energia de distorção (von Mises), é definida pela equação 11 [15].

(11)

O fator de projeto para esta teoria pode ser expresso como:

(12)

Figura 7. Tensões principais em um vaso de pressão de parede grossa, adaptado [14].

Ainda baseado nesta teoria, Santos (2020, p.18) [12], apresenta as equações das tensões principais (radial e tangencial) desenvolvidas em um cilindro de parede grossa.

Como de praxe, as tensões com valores positivos indicam tração, enquanto os valores negativos indicam uma ação compressiva.

Considerando os materiais de análise como homogêneos e isotrópicos, as tensões principais são dadas por [12]:

(9) (10) Onde: σ r = Tensão radial [MPa] σ t= Tensão tangencial [MPa] Pi = Pressão interna [MPa] P0 = Pressão externa [MPa] a = raio interno do cilindro [mm] b = raio externo do cilindro [mm] r = raio de análise [mm] 54 JUNHO 2022

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Onde: Fp = Fator de projeto [Adimensional] σe = Tensão de escoamento do material de análise [MPa] σ’ = Tensão de von Mises [MPa]

2.2.5 Dimensionamento de matrizes Como já foi tratado anteriormente, a pressão de conformação na cavidade das matrizes pode alcançar níveis capazes de superar o limite de escoamento do material da ferramenta, causando falha prematura por perda de funcionalidade ou mesmo falha catastrófica. É possível aumentar o nível de solicitação dessas matrizes com o uso de anéis de contração, mediante montagem por interferência [7].

A literatura traz diversos autores com os mais variados métodos de dimensionamento de matrizes para conformação mecânica, alguns destes métodos serão apresentados neste tópico.

Com base no quadro 1 e considerando as limitações de geometria por condições de equipamento ou mesmo características do produto conformado, pode-se definir os parâmetros de montagem para os casos de encarcaçamento simples e duplo, seguindo o proposto

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por Santos (2020 p.17) [12], Schaeffer (2020, p. 139) [16], Lange (1985, p. 15.89) [3] e Suski (2015, p. 54) [6], apresentados a seguir.

2.2.6 Encarcaçamento simples Os cálculos que seguem, são desenvolvidos com base na figura 8.

(17) (18)

Onde: δ = interferência radial [mm] rd = Raio externo do elemento interno [mm] σd = Tensão de escoamento do elemento interno [MPa] σb = Tensão de escoamento do elemento externo [MPa] Ed = Módulo de elasticidade do elemento interno [MPa] Pi = Pressão interna [MPa] k1, k 2, k 3 = equações auxiliares.

Figura 8. Critério de dimensionamento para encarcaçamento simples, adaptado [12].

Para o uso de encarcaçamento simples (um anel de contração), a seguinte exigência deve ser atendida [12].

Os ábacos apresentados a seguir mostram de forma simplificada a definição da relação de encarcaçamento simples e seleção da interferência diametral de montagem, de acordo com Lange (1985, p. 15.89) [3], considerando os materiais das ferramentas com módulo de elasticidade de 210 GPa e tensões tangenciais permissíveis no diâmetro interno.

(13) O diâmetro externo do elemento interno (∅d), pode ser definido pela equação 14.

(14) Em seguida, a interferência radial (δ), pode ser definida conforme Schaeffer (2020, p. 139) [16], com auxílio das equações 15 a 18.

(15) (16)

Figura 9. Ábacos para seleção da razão diametral (a) e relação de interferência (b) para encarcaçamento simples [3].

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2.2.7 Encarcaçamento duplo Assim como no caso do encarcaçamento simples, a exigência da relação diametral da equação 13, deve ser validada.

Após dimensionamento dos componentes da montagem, a exigência da relação diametral da equação 19, também deve ser atendida, conforme a imagem a seguir.

dimensionamento destas matrizes, neste caso também são considerados os materiais das ferramentas com módulo de elasticidade de 210 GPa e tensões tangenciais permissíveis no diâmetro interno.

Figura 11. Ábacos para seleção da razão diametral (a) e relação de interferência (b) para encarcaçamento duplo [3].

Figura 10. Critério de dimensionamento para encarcaçamento duplo.

(19) A definição do diâmetro externo do elemento intermediário (∅c), segue o proposto por Suski (2015, p.54) [6].

(20) O diâmetro externo do elemento interno deve ser definido de acordo com a equação 21 [12].

(21) As interferências radiais (δi), para o duplo encarcaçamento também podem ser encontradas com o uso das equações de Schaeffer (15 a 18), obedecendo a correta definição de cada elemento e sua respectiva tensão de escoamento.

Para o caso do encarcaçamento duplo, Lange (1985, p. 15.89) [3] também apresenta ábacos que facilitam o 56 JUNHO 2022

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2.2.8 A influência dos anéis de contração no encarcaçamento de matrizes O conceito de encarcaçamento de matrizes é reconhecido na indústria da conformação e deve ser entendido, neste contexto, como tensões radiais compressivas no núcleo da ferramenta [5].

Como já foi discutido anteriormente, em uma matriz encarcaçada, os anéis de contração são responsáveis pela condição de pré-tensionamento do núcleo da matriz, criando assim carregamento resistivo às indesejadas forças trativas oriundas do processo de conformação, minimizando a possibilidade de falha prematura da ferramenta.

Tomando como base uma matriz hipotética de perfil monobloco, sem encarcaçamento (fig 12 - A), carregada por algum processo de conformação mecânica, quanto mais a solicitação de trabalho se aproxima dos valores limites apresentados no quadro 1, mais as tensões efetivas de aproximam do limite elástico da ferramenta [11].

Quando considerada a montagem da matriz com um anel de contração (fig 12 - B), para as mesmas condições de trabalho, nota-se uma redução significativa da tensão resultante teórica, evidenciando assim o aumento de resistência da ferramenta [3].

Porém, quando considerada a montagem com duplo

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encarcaçamento (fig 12 - C), é observada uma redução ainda mais acentuada se considerada a condição inicial, sem encarcaçamento. Para este caso, as tensões efetivas apresentam valores menores até mesmo dos observados na montagem com encarcaçamento simples.

3. METODOLOGIA Considerando um processo de conformação a frio e com o objetivo de verificar o efeito das tensões desenvolvidas em uma matriz de extrusão maciça direta, o presente estudo avaliou o comportamento da tensão equivalente de von Mises em três matrizes teóricas, considerando seus padrões de construção como matrizes de perfil monobloco (fig. 14-A), encarcaçamento simples (fig. 14-B) e encarcaçamento duplo (fig. 14-C).

Figura 12. Variação das tensões teóricas em matrizes com diferentes condições de construção, adaptado [3].

Quanto ao comportamento dinâmico das ferramentas (fig. 13), é possível observar que no caso da matriz de perfil monobloco (fig. 12-A, fig. 13-A), o ponto de repouso da ferramenta se encontra em condições nulas de tensão de montagem, logo a tensão de trabalho alcança patamares muito elevados.

Observando uma matriz com encarcaçamento simples (fig. 12-B, fig. 13-B), é possível notar que seu ponto de repouso encontra-se em condição compressiva, efeito da aplicação do anel do contração, o que proporciona razoável redução da tensão efetiva.

Quando observada uma matriz duplamente encarcaçada (fig. 12-C, fig. 13-C), nota-se que seu ponto de repouso encontra-se em uma região muito compressiva, reduzindo consideravelmente as consequências da tensão de trabalho sobre a ferramenta.

Figura 13. Amplitude das tensões teóricas em matrizes com diferentes condições de construção, adaptado [5].

Figura 14. Diferentes processos de construção de uma matriz de extrusão maciça direta.

O raio externo das matrizes (R3), é restringido por condições de equipamento em 51,00 mm, enquanto a cavidade da matriz (R1 | R2) obedece a geometria do conformado, as variáveis “δ1”, “δ2” e “δ3” correspondem às interferências aplicadas em cada processo de construção, enquanto “Pi” é a pressão interna ou pressão de trabalho, definida conforme o processo de conformação em estudo.

Para o ferramental, foi considerada a construção de todos os componentes em material hipotético com suas características de interesse apresentadas a seguir.

No desenvolvimento dos cálculos, foi considerada a EMD de um eixo em aço SAE 1015, sua curva de escoamento é exibida a seguir.

Ainda na geratriz, foi considerado o diâmetro inicial em 17,25 mm e comprimento inicial de 32,53 mm (fig.

15), o coeficiente de atrito (μ) empregado no processo foi fixado em 0,08 [3]. + Industrial Heating JUNHO 2022 57

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Figura 15. Processo de extrusão maciça direta em eixo fabricado em aço SAE 1015.

Quadro 2: Valores obtidos para EMD em aço SAE 1015.

Quadro 3: valores obtidos no dimensionamento das matrizes.

Quadro 4: Valores máximos de tensão teórica nas matrizes em trabalho.

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4. RESULTADOS E DISCUSSÕES Baseado nas geometrias apresentadas nas figuras 14 e 15, os cálculos analíticos foram desenvolvidos com auxílio das equações expostas nesta pesquisa, os resultados relacionados ao processo de extrusão a frio são mostrados no quadro 2, o quadro 3 se refere aos valores obtidos no dimensionamento das matrizes, enquanto os valores máximos de tensão teórica para os casos estudados são apresentados no quadro 4.

Após o desenvolvimento dos cálculos e considerando as matrizes em trabalho, foi possível verificar variação considerável na tensão equivalente de von Mises para os casos estudados, evidenciando uma redução de aproximadamente 50% se comparadas as matrizes em perfil monobloco e a matriz com encarcaçamento simples.

Quando analisadas as matrizes em perfil monobloco e a matriz com encarcaçamento duplo, foi evidenciada uma variação ainda maior na tensão equivalente de von Mises, alcançando valor próximo de 85% de redução.

Comparando as matrizes com encarcaçamento simples e duplo, a redução se mostrou na casa de 70%.

As imagens a seguir auxiliam na interpretação dos resultados, sendo mostradas todas as tensões calculadas, nelas os diagramas acima do eixo de simetria apresentam os valores de tensões resultantes do encarcaçamento e extrusão, enquanto os dados apresentados abaixo da linha de centro, representam apenas as tensões de encarcaçamento.

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Figura 16. Tensões principais e equivalente de von Mises em uma matriz de extrusão a frio em perfil monobloco [MPa].

Figura 17. Tensões principais e equivalente de von Mises em uma matriz de extrusão a frio com encarcaçamento simples [MPa].

Baseado nos casos estudados, a matriz em perfil monobloco (fig. 14-A) apresentou o maior valor de tensão equivalente na região de extrusão, na ordem de 3 GPa, que supera a tensão de escoamento do material da ferramenta, sua tensão tangencial máxima alcançou valor de aproximadamente 1,8 GPa enquanto a tensão equivalente média se mostra muito trativa na casa de 1,5 GPa. Para a mesma condição de trabalho, a matriz com encarcaçamento simples (fig.14-B), apresentou valor limítrofe de aproximadamente 1,5 GPa na tensão equivalente de von Mises. A tensão tangencial máxima alcançou cerca de 260 MPa, enquanto sua tensão equivalente média é trativa na ordem de 500 MPa. Já a matriz com encarcaçamento duplo (fig.14-C), apresentou os menores valores de tensão, sendo observado cerca de 460 MPa para a tensão equivalente máxima na região de redução de área. Neste mesmo ponto a tensão tangencial é compressiva na ordem de 825 MPa, enquanto sua tensão equivalente média também é compressiva, chegando a quase 185 MPa. Quando analisadas as matrizes de conformação mecânica, as tensões trativas devem sempre que possível ser evitadas ou mesmo mitigadas, neste contexto a matriz com uso de dois anéis de contração se mostra mais eficiente que as demais.

Quanto aos fatores de projeto em cada processo, os valores obtidos são apresentados abaixo.

- Matriz em perfil monobloco - Fator de projeto de 0,60.

- Matriz com encarcaçamento simples - Fator de projeto de 1,20.

- Matriz com encarcaçamento duplo - Fator de projeto de 4,00.

Figura 18. Tensões principais e equivalente de von Mises em uma matriz de extrusão a frio com encarcaçamento duplo [MPa].

5. CONCLUSÕES Considerando o trabalho de extrusão a frio em um tarugo maciço de aço SAE 1015, os cálculos analíticos apontam uma redução considerável na tensão equivalente de von Mises nas matrizes encarcaçadas na região de redução de área, evidenciando assim que o uso de anéis de contração se mostra uma boa alternativa para o aumento de resistência de matrizes de extrusão.

Os casos abordados neste artigo foram de cunho teórico, com objetivo de avaliar os resultados prováveis em cada método de construção de matrizes para o processo de extrusão a frio, para tanto foi tomado como base um material hipotético e único na fabricação de todos os componentes das ferramentas como forma de simplificar a apresentação desta teoria. Na indústria este tipo de matriz é comumente construída em materiais de diferentes condições, priorizando-se sempre os de maior resistência ao desgaste e ao impacto, com a dureza dos componentes da montagem variando em ordem decrescente do centro da ferramenta em direção a sua periferia. + Industrial Heating JUNHO 2022 59

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6. AGRADECIMENTOS O autor agradece ao Prof. Dr. Alfredo Colenci Jr. por todo o incentivo e apoio no desenvolvimento desta pesquisa.

10. SCHULER. Metal Forming Handbook. Springer - Verlag Berlin Heidelberg, 1998.

11. BILLIGMANN, J.; FELDMANN, H. D. Estampado y prensado a máquina. Ed. Reverté, Barcelona, 1979.

12. SANTOS, G.G. Análise teórica de tensões distribuídas em carcaça de matriz de forjamento a frio. Revista do Parafuso, Ed 81, 2020.

7. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

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1. SCHAEFFER, L. Conformação mecânica. Ed. Imprensa Livre, 2004.

Alegre, Editora Bokman, 2011

2. MEDEIROS, G.A.; SCHAEFFER L. Forjamento em matriz aberta: aspectos de cálculo.

14. KADOTA, R. Análise de cilindros de paredes grossas através do método

Revista Ferramental ,Ed 36, 2011.

de elementos finitos. Departamento de Engenharia Mecânica, Faculdade de

3. LANGE K. Handbook of Metal Forming. SME - Society of Manufacturing Engineers,

Guaratinguetá, SP, 2011.

Dearborn, Michigan, 1985.

15. SANTOS, G.G. Análise teórica de tensões distribuídas em carcaça de matriz de

4. BUTTON, S. T. Conformação plástica dos metais. São Paulo, UNICAMP, 2011.

forjamento a frio. Revista do Parafuso, Ed. 82, 2020.

5. SILVEIRA, F. D. Estudo da influência de anéis de cintamento sobre as matrizes

16. SCHAEFFER, L. ; ROCHA A. S. Conformação mecânica - Cálculos aplicados em

de extrusão a frio de engrenagens cilíndricas de dentes retos com aço 10B22 para

processo de fabricação. Ed. Imprensa Livre, 2020.

a indústria automobilística. Tese de doutorado. UFRGS - PPGE3M, Porto Alegre, Rio Grande do Sul, 2019.

6. SUSKI, C. A. Conformação mecânica de múltiplos estágios. Florianópolis, SC, 2015.

7. BUTTON, S. T. Planejamento do processo e projeto de ferramentas para o forjamento a frio. São Paulo, UNICAMP, 1999.

PARA MAIS INFORMAÇÕES: Genival Gonçalves Santos é graduado

8. SCHAEFFER, L. FORJAMENTO - Tecnologia do processo. Ed. Imprensa Livre, 2020.

em engenharia mecânica pelo Centro Universitário UNA-MG,

9. Verson Allsteel Press Company. Impact Maching. Chicago, Illinois, 1969.

genivalgoncalves@hotmail.com

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FORJAMENTO A FRIO EM AÇOS ENDURECIDOS TERMICAMENTE Fig. 1. Forno de trabalho contínuo para

Tiago N. Chalinski; Luis Roberto Coutinho Manhães; Roger Freitas; Gustavo Meneghello; Fabiano da Silva Brites e Alisson S. Duarte

Artigo apresentado no 40° SENAFOR

Resumo

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urante o processo de forjamento de um pino de fixação, fabricado em aço micro ligado no material DIN 41Cr4, a partir de um tarugo com diâmetro de Ø19,05 mm e cortado por cisalhamento, substituiu-se o processo de alívio de tensões por um processo de tratamento térmico por têmpera e revenimento, objetivando uma dureza de 24 a 30 HRc. Obteve-se resultados teóricos (analítico e simulação), validando-os na prática através de ensaios experimentais. O preenchimento das cavidades, as forças durante o processo de forjamento e a análise do ferramental de forjamento foi obtido através de simulação pelo Método dos Elementos Finitos, além de terem sido medidas experimentalmente. Realizou-se ensaios de compressão, obtendo-se a equação de Hollomon, possibilitando a realização dos cálculos de extrusão confinada e correlacionando com as forças necessárias para o forjamento. Para validação do projeto, foi fabricado o ferramental para a realização do processo de extrusão confinada. O presente artigo teve o objetivo de viabilizar a fabricação do produto acabado já na operação de forjamento a frio, sem a necessidade de etapas subsequentes.

Palavras-chave:: Forjamento a Frio, Extrusão Confinada, Simulação.

1. INTRODUÇÃO O processo de forjamento a frio em metais é empregado na indústria metal mecânica, permitindo grande precisão dimensional, além da possibilidade de obtenção de peças complexas com acabamento superficial excelente, próximo à forma final da peça, sendo também denominada de near-net-shape. No contexto atual da indústria, há elevada concorrência oriunda da indústria externa e, portanto, a redução de custo é de extrema importância.

Baseado nessa situação global, a tecnologia de forjamento propicia competitividade, buscando aproveitar a matéria prima da melhor forma possível, bem como eliminar desperdícios e usinagens posteriores. Aliado a isso, a partir do desenvolvimento de equipamentos extremamente tecnológicos é possível obter produção em larga escala com extrema velocidade, contribuindo para o aumento dessa competitividade, incluindo aprimorar e melhorar a eficiência dos produtos em campo. [1] A simulação de processos de forjamento vem reduzindo o tempo investido com tentativa e erro.

Geralmente, parte-se de um material de seção circular, o qual é cortado em tarugos que passarão nas diversas combinações das operações de forjamento até a forma desejada. As etapas são definidas por leis e critérios bastante conhecidos, que limitam o comportamento + Industrial Heating JUNHO 2022 61

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da peça-trabalho: limite de redução de área, limite de recalque livre ou confinado, conformabilidade do metal etc. [2]. No forjamento a frio, além de permitir definir o melhor processo, a simulação também possibilita melhorar as propriedades mecânicas dos aços forjados, i.e., aumento da resistência à fadiga em componentes de suspensão e direção de veículos automotores, o que não

seria conseguido por outros processos [1].

O processo de cisalhamento de barras gera tensões residuais nas extremidades dos tarugos (blanques) que prejudicam o processo de forjamento, possibilitando falhas e defeitos de conformação mecânica. Baseado nesse fator, aplica-se processos de tratamento térmico do tipo alívio de tensões para evitar esses tipos de defeito. Com

Figura 1. Corpos de provas sem tratamento térmico (a) antes e (b) após o ensaio de compressão.

Figura 2. Corpos de provas tratados termicamente (a) antes e (b) após o ensaio de compressão.

Figura 3. Curvas de escoamento para o aço (a) sem tratamento térmico e (b) com tratamento térmico

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Figura 4. Componente forjado.

foco nisso, a proposta deste artigo visa a substituição do tratamento de alívio de tensões por um tratamento térmico de têmpera e revenimento, vislumbrando uma peça acabada no forjamento a frio, incluindo suas propriedades mecânicas desejadas, e mantendo a condição de ausência de defeitos no forjado. O material da peça foi o aço DIN 41Cr4. O processo considerado foi uma extrusão confinada a frio, sendo caracterizada quando o tarugo está confinado por inteiro dentro da matriz de forjamento.

Na extrusão confinada, aços de boa conformabilidade permitem reduções de área entre 70 e 75% por passe. No entanto, ao se utilizar aços de média conformabilidade, essa redução acontece entre 50 e 55% [3]. O principal limitante para a redução desejada é a resistência mecânica dos materiais empregados no ferramental. Sendo assim, devido à junção da substituição do tratamento de alívio de tensões pelo tratamento térmico de endurecimento no processo de extrusão confinada, objetivou-se analisar também as tensões nas matrizes.

2. CURVAS DE ESCOAMENTO Para o processo de forjamento, o uso da teoria de von Mises tem o objetivo de definir as tensões necessárias para o escoamento do material, bem como definir a deformação plástica. Para tanto, encontra-se a tensão de escoamento, “σe”, um dos parâmetros fundamentais para o processo de forjamento, pois a partir desse valor é possível quantificar forças e tensões durante o processo. No caso

Figura 5. Perfil simulado da deformação plástica na seção longitudinal do forjado em aço tratado termicamente. + Industrial Heating JUNHO 2022 63

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Figura 6. Comportamentos simulados das cargas de forjamento para as condições de tarugo sem e com tratamento térmico.

de trabalho a frio em aços de baixo teor de carbono, pode-se empregar a equação de Hollomon (Eq. 1), sendo “σ k “ o fator de resistência mecânica do material e “n” o coeficiente de encruamento.

Para a obtenção do fator de resistência mecânica do material, σk, é realizado um ensaio de compressão, onde são plotados os resultados em forma de gráfico tensão/ deformação verdadeira (σ/φ), pelo qual a tensão e a deformação são calculadas levando em consideração em cada instante do ensaio a área instantânea do corpo de prova.

Para a realização dos ensaios de compressão, foi utilizada uma máquina universal de ensaios de 100 kN e corpos de prova com 10 mm de diâmetro e 20 mm de altura. Dez corpos de prova foram usinados, garantindo o paralelismo entre faces, sendo que cinco corpos de provas não receberam tratamento térmico (Figura 1), enquanto que os outros cinco corpos de prova receberam o 64 JUNHO 2022

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tratamento térmico de têmpera e revenimento (Figura 2).

As curvas de escoamento resultantes dos ensaios de compressão para ambas as condições do aço, com e sem tratamento térmico, estão demonstradas na Figura 3. Observa-se que o intervalo de deformação plástica considerada experimentalmente foi relativamente curta.

Isso se dá em razão da limitação por parte da capacidade de carga da máquina universal e também da condição de deformação não uniforme do corpo de prova para reduções maiores. Assim, os experimentos possibilitaram a definição matemática do comportamento do aço sob condição de deformação plástica, resultando nas equações de Hollomon (Eq. 1) para a condição sem tratamento térmico (Eq. 2) e para a condição com tratamento térmico (Eq. 3):

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Figura 7. Perfil simulado das tensões circunferenciais (ou tangenciais) nas matrizes para condições (a) hipotética sem encarcaçamento e (b) de projeto com encarcaçamento.

3. SIMULAÇÃO DO PROCESSO O projeto do forjado levou em consideração a possibilidade de se obter através de extrusão confinada a peça já acabada, conforme componente mostrado na Figura 4. O forjamento parte de um tarugo com 19,05 mm de diâmetro em aço DIN 41Cr4.

A análise via Método dos Elementos Finitos consistiu em realizar simulações utilizando-se o software QForm, no qual se obteve o perfil da peça desejada pelo processo de forjamento por meio das suas respectivas matrizes.

Considerou-se um modelo elastoplástico para simular o processo de forjamento a frio de um tarugo em aço DIN 41Cr4, com e sem tratamento térmico, definido conforme as equações de Hollomon (Eq. 2 e Eq. 3). Embora a simulação tenha calculado a variação da temperatura e a velocidade de deformação, esses fatores foram negligenciados pelas curvas de escoamento. Foi imposta uma condição de atrito hídrida e típica de interfaces

peça/ferramenta em forjamento a frio, na qual o tarugo recebe fosfatização e ensaboamento. Assim, o coeficiente de atrito (Coulomb) foi de 0,05 e o fator de atrito (cisalhamento/Siebel) foi de 0,09.

O perfil da deformação plástica obtido no forjado final pode ser visualizado na Figura 5 para a condição de forjamento em aço tratado termicamente, sendo muito similar para a condição sem tratamento térmico. Já a carga de processo simulada foi obtida conforme mostrado na Figura 6. Observa-se que os valores de carga para a condição do forjado tratado termicamente por têmpera e revenimento são realmente maiores do que os valores referentes ao forjado não tratado termicamente.

A obtenção das cargas de forjamento é importante para que se obtenha uma previsão da viabilidade em se forjar a peça utilizando-se as prensas disponíveis em planta. Entretanto, faz-se necessário saber se as matrizes projetadas serão capazes de suportar as tensões a que elas serão solicitadas durante o processo. Assim, foram + Industrial Heating JUNHO 2022 65

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Figura 8. Tensões (a) efetivas e (b) médias solicitadas nas matrizes por simulação.

realizadas análises nas matrizes. Como pode ser visto na Figura 7 (a), em uma condição hipotética, as tensões circunferenciais (ou tangenciais) nas matrizes em uma condição sem encarcaçamento são significativamente positivas (em especial na região de maior redução) e, portanto, exercem uma condição muito trativa e catastrófica para as matrizes. Em contrapartida, o encarcaçamento projetado para as mesmas, no qual as ferramentas são montadas por interferência, resultam em tensões circunferenciais majoritariamente negativas, ou seja, compressivas, como pode ser visto na Figura 7 (b).

Vale mencionar que o ferramental de encarcaçamento não está mostrado, mas apenas indicado pelas caixas em tom de cinza.

Com o intuito de se certificar da possibilidade ou não de falha nas matrizes, observou-se as tensões efetivas e as tensões médias nas mesmas (Figura 8). As tensões efetivas nas matrizes em contato com o forjado não apresentaram magnitude suficiente para exceder o seu limite de 66 JUNHO 2022

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escoamento, enquanto as tensões médias mostraram que a matriz recebe solicitações essencialmente compressivas.

Portanto, as simulações indicaram uma condição satisfatória para o forjamento, tendo em vista o projeto de matrizes realizado.

4. PROCESSO PRÁTICO O teste prático apresentou o forjamento do item com sucesso, conforme o previsto em projeto. O ferramental suportou o forjamento sem nenhuma avaria, mantendo o dimensional conforme o projeto. Os componentes forjados, com e sem tratamento térmico, estão mostrados na Figura 9. A pressão de trabalho monitorada para o material sem tratamento térmico foi de 35 bar de pressão e nas amostras tratadas termicamente a pressão foi de 45 bar. Baseado na área do cilindro hidráulico, obteve-se em uma força de 512,1 kN para as amostras tratadas termicamente e 398,3 kN para as amostras

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Figura 9. Amostras forjadas a frio (a) sem e (b) com tratamento térmico.

sem tratamento térmico. A velocidade de conformação foi de 13 mm/s. Para garantir que as peças forjadas não apresentaram nenhum defeito, foi realizado teste de líquido penetrante, a fim de certificar a qualidade do componente, como mostrado na Figura 10.

Buscou-se calcular a carga de extrusão, Fe, também de maneira analítica, com base na Eq. 4, na qual α é o semi-ângulo de entrada da matriz (0,083 rad), A0 é a área inicial, σe ̅ é a tensão de extrusão média, φa é a deformação na área da seção transversal e μ é o coeficiente de atrito (0,05). Calculou-se as cargas de 266 kN e 379 kN para os processos sem e com tratamento térmico, respectivamente. Embora esses valores calculados esteja com diferenças relativamente altas em relação à prática, há de se considerar que se tratam de cálculos analíticos, os quais consideram várias simplificações.

As cargas de forjamento medidas na prática foram bastantes coerentes com as cargas obtidas via QForm, como pode ser observado graficamente na Figura 11.

Com cargas médias de forjamento de 401,3 kN e 524,8 kN, a simulação apresentou uma diferença de até 2,5%. Já os cálculos analíticos apresentaram diferenças de até 10%.

Figura 10. Ensaio não destrutivo de líquido penetrante (amostra com tratamento térmico).

Figura11. Comparação das cargas de forjamento experimentais, analíticas e simuladas para os processos (a) sem e (b) com tratamento térmico.

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5. CONCLUSÕES Com a realização dos ensaios de compressão, identificouse uma diferença bastante significativa entre as curvas de escoamento nas condições tratado e não tratado termicamente, o que pôde ser percebido no comportamento das forças de extrusão. Embora as tensões encontradas para a curva de escoamento do material na condição de tratado termicamente tenham sido significativamente maiores, o coeficiente de encruamento se manteve similar e em concordância com a obra de Schaeffer [4].

Analisando os dados obtidos na simulação numérica, pôde-se perceber que o controle dimensional do tarugo é mandatório para garantir o comprimento da peça, onde se justifica o uso de um material com a qualidade superficial trefilada.

Inicialmente, durante o projeto do ferramental identificou-se uma tensão tangencial induzida no processo de forjamento excessiva (976 MPa). Portando, foi necessário redimensionar os anéis de blindagem para suportar a carga de forjamento. O novo projeto foi, portanto, testado e validado via análise por elementos finitos, sendo posteriormente confirmado em prática.

Logo, obteve-se sucesso prático no forjamento. As peças foram, inclusive, submetidas a ensaios de liquido penetrante, certificando não haver possibilidades de defeitos.

Finalmente, foi possível eliminar o processo anterior de alívio de tensões por têmpera total e o processo de laminação posterior ao forjamento. Além disso, atingiu-se o requisito de produto no quesito rugosidade, o qual foi obtido através do forjamento.

6. AGRADECIMENTOS Gostaríamos de agradecer ao Sr. Luiz Roberto Coutinho Manhães, por toda a sua atenção e dedicação em nos apoiar no desenvolvimento deste trabalho! Infelizmente, a pandemia não o permitiu apreciar este artigo. Mas temos certeza que, onde ele estiver, ficará feliz com o rumo que este trabalho tomou!.

7. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] Chalinski, T. N. Conformação a frio em aços endurecidos termicamente.

Monografia, São Leopold: UNISINOS, 108p., 2021.

[2] Schaeffer, L. e Gonçalves, L. L. Considerações sobre o processo de forjamento a 68 JUNHO 2022

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frio. Revista Forge, p28-31, Set-Dez 2014.

[3] Button, S. T. Planejamento do processo e projeto de ferramentas para o forjamento a frio. UNICAMP, p33-57, 1999.

[4] Schaeffer, L. Conformação Mecânica Cálculos Aplicados em processos de Fabricação. Porto Alegre: Imprensa Livre, 2007.

PARA MAIS INFORMAÇÕES: Tiago N. Chalinski é graduando, UNISINOS, tchalinski@gmail.com; Luis Roberto Coutinho Manhães é consultor técnico, Viemar Automotive, lmanhães@viemar.com. br; Roger Freitas é gerente de Engenharia de Processos, Viemar Automotive, rfreitas@viemar.com.br; Gustavo Meneghello é Ggerente de Engenharia de Produto, Viemar Automotive, gmeneghello@viemar. com.br; Fabiano da Silva Brites é professor, UNISINOS, fbrites@ unisinos.br e Alisson S. Duarte é professor, Escola de Engenharia da UFMG, alissonds@ufmg.br.

Bilbao, Spain  28–29 Sep 2022

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