UNIVERSIDADE FEDERAL DE SANTA CATARINA
CURSO DE GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA DE MATERIAIS
FERNANDO AUGUSTO DE ANDRADE
ESTUDO DAS PROPRIEDADES MECÂNICAS DE TUBOS DE
AÇO COM COSTURA TREFILADOS
FLORIANÓPOLIS
2007
UNIVERSIDADE FEDERAL DE SANTA CATARINA
CURSO DE GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA DE MATERIAIS
FERNANDO AUGUSTO DE ANDRADE
ESTUDO DAS PROPRIEDADES MECÂNICAS DE TUBOS DE
AÇO COM COSTURA TREFILADOS
Trabalho de Graduação apresentado ao Curso de
Engenharia de Materiais da Universidade Federal
de Santa Catarina como parte dos requisitos para
obtenção do título de Engenheiro de Materiais.
Orientador: Hazim Ali Al-Qureshi, PhD
.
Co-orientador: Adriano Moreno, Eng.
FLORIANÓPOLIS
2007
i
FERNANDO AUGUSTO DE ANDRADE
ESTUDO DAS PROPRIEDADES MECÂNICAS DE TUBOS DE
AÇO COM COSTURA TREFILADOS
Este Trabalho de Graduação foi julgado adequado para obtenção do título de Engenheiro de
Materiais e aprovado em sua forma final pelo Curso de Graduação em Engenharia de
Materiais da Universidade Federal de Santa Catarina.
Prof. Dylton do Vale Pereira Filho, M. Sc.
Coordenador do Curso
Comissão Examinadora
Prof. Hazim Ali Al-Qureshi, PhD.
Orientador
Prof. Guilherme Mariz de Oliveira Barra, Dr.
Membro
Prof. Dylton do Vale Pereira Filho, M. Sc.
Membro
ii
Ficha Catalográfica
ANDRADE, Fernando Augusto de, 1982Estudo das propriedades mecânicas em tubos de aço com costura trefilados / Fernando
Augusto de Andrade. – 2007.
52 p.: il. color.; 30 cm
Orientador: Hazim Ali Al-Qureshi. Co-orientador: Adriano Moreno.
Trabalho de conclusão de curso (graduação) – Universidade Federal de Santa Catarina,
Curso de Engenharia de Materiais, 2007.
1. Tubos de aço com costura 2. Trefilação 3. Propriedades mecânicas dos aços. I. AlQureshi, Hazim Ali, II. Universidade Federal de Santa Catarina. Curso de Engenharia de
Materiais. III. Título
Aos meus pais, que me deram a base sólida para que eu chegasse até aqui e à
Muriélle Benthien, que me incentiva a ir sempre mais longe.
E a todos que acreditam em seus sonhos.
iii
Agradecimentos
À Universidade Federal de Santa Catarina, na pessoa de seus colaboradores, que direta
ou indiretamente contribuíram para o grande aprendizado e desenvolvimento profissional do
acadêmico.
Ao curso de Engenharia de Materiais, professores e colaboradores, por acreditarem no
potencial deste campo e pelo contínuo aperfeiçoamento do sistema cooperativo de ensino
integrado aos estágios.
Ao orientador deste trabalho, professor Hazim Ali Al-Qureshi, por toda sua disposição
em ensinar e por me mostrar o verdadeiro sentido da palavra mestre.
À empresa Tuper S/A pela parceria com a UFSC, incentivando a troca de experiências
entre indústria e universidade e por permitir que este trabalho fosse desenvolvido.
Ao gerente industrial da Tuper Peças e Componentes e co-orientador deste trabalho,
Adriano Moreno, por creditar o desenvolvimento deste e pelo apoio e orientação constante.
Às pessoas em todas as empresas que realizei estágios, que contribuíram para o
crescimento profissional.
Aos amigos do curso, pela convivência, amizade e constante troca de informações
visando sempre o aprendizado comum.
À Dylton do Vale Pereira Filho e Guilherme Barra pela participação junto à banca
examinadora.
À Muriélle Benthien, por acreditar sempre no meu potencial e estimular meu
aprimoramento pessoal e profissional.
À minha família, por toda a educação e o amor que sempre tive, pelos momentos
ausentes, sempre incentivando e acolhendo minhas decisões.
À Deus, por colocar em meu caminho pessoas com quem posso aprender e evoluir
sempre.
iv
Trinta raios convergem no círculo de uma roda
E pelo espaço que há entre eles
Origina-se a utilidade da roda
A argila é trabalhada na forma de vasos
E no vazio origina-se a utilidade deles
Abrem-se portas e janelas nas paredes das casas
E pelos vazios é que podemos utilizá-la
Assim, o ser dita as possibilidades e
pelo não-ser as realizamos.
Lao-tsé em Tao-Te-King
v
Resumo
Este trabalho, realizado em conjunto com a empresa Tuper S/A, fabricante de tubos de aço
com costura, promoveu um estudo das propriedades mecânicas de dois tipos de aço
comumente usados para a fabricação de tubos de aço com costura que passam pelo processo
de trefilação, o SAE 1012 e o AT-06. Os tubos foram tratados química e termicamente e
posteriormente trefilados, e as propriedades de dureza e resistência à tração foram avaliadas
em cada etapa do processo. Na trefilação, foram realizadas reduções incrementais de 5% a
50% em relação ao diâmetro externo, a fim de investigar o comportamento de suas
propriedades em função da deformação sofrida nas fieiras. Foi realizada também uma
estimativa da máxima redução permitida sem necessidade de recozimentos intermediários por
dois modelos, propostos por Sachs e Baldwin, e outro por Backofen. As análises mostraram
que a redução máxima tem seu valor diminuído, caso se leve em conta a eficiência do
processo. As equações obtidas a partir das curvas servirão como base para estimar
propriedades finais desejadas em função da redução, bem como permitem selecionar entre os
dois aços qual a redução necessária para que se atinja determinada propriedade.
vi
Abstract
This work, realized in joint with the company Tuper S/A, manufacturer of welded steel tubes,
promoted a study of the mechanical properties of two common steels used for the
manufacture of cold drawing welded steel tubes, the SAE 1012 and AT-06. The tubes had
passed for chemical and thermal treatment and later were drawing, and the properties of
hardness and tensile strength had been evaluated in each stage of the process. In the tube
drawing, incremental reductions of 5% up to 50% in relation to the external diameter, in order
to investigate the behavior of its properties in function of the deformation suffered in the
drawing dies. An estimation of the maximum reduction allowed without necessity of
intermediate annealing for two models, considered for Sachs and Baldwin, and another one
for Backofen was also carried through. The analyses had shown that the maximum reduction
is reduced when is enclosed the efficiency of the process. The equations from the curves will
serve as base esteem desired final properties in function of the reduction, as well as allow to
select between two steels which the necessary reduction to reaches definitive property.
vii
ÍNDICE DE FIGURAS
Figura 3.1 – Fluxograma do processo de fabricação de um tubo trefilado. ............................... 4
Figura 3.2 – Corte das bobinas na Slitter. .................................................................................. 8
Figura 3.3 – Esquema de formação de um tubo. ........................................................................ 9
Figura 3.4 – Esquema de soldagem do tubo............................................................................. 11
Figura 3.5 – Seqüência de soldagem e remoção da rebarba..................................................... 11
Figura 3.6 – (a) Tubo com rebarba interna. (b) Tubo com rebarba removida.......................... 12
Figura 3.7 – (a) Diagrama mostrando o efeito da temperatura de transformação sobre a taxa de
nucleação da ferrita primária nos contornos de grão da austenita. (b) Diagrama
mostrando o efeito da taxa de resfriamento da austenita sobre o tamanho de grão dos
cristais de ferrita primária................................................................................................. 14
Figura 3.8 – Fluxograma do tratamento químico de saponificação. ........................................ 15
Figura 3.9 – Esquema do processo de trefilação: passagem do tubo através da fieira............. 16
Figura 3.10 – Esquema das variáveis na trefilação sem mandril.............................................. 20
Figura 3.11 – Curvas de desenvolvimento do limite de trefilação. .......................................... 22
Figura 3.12 – Curva típica de um ensaio de tração. ................................................................. 23
Figura 3.13 – Gráfico demonstrativo para obtenção de n e K. ................................................. 25
Figura 4.1 – Dimensões dos corpos de prova para ensaios de tração....................................... 31
Figura 5.1 – Micrografias da região da ZTA para o SAE 1012: (a) antes e (b) após o
tratamento térmico. Ataque: Nital 3%.............................................................................. 33
Figura 5.2 - Micrografias da região da ZTA para o AT-06: (a) antes e (b) após o tratamento
térmico. Ataque: Nital 3%. ............................................................................................... 33
Figura 5.3 – Curva típica de encruamento para produtos trefilados......................................... 35
Figura 5.4 – Curva da tensão de escoamento em função da redução para SAE 1012.............. 35
Figura 5.5 – Curva da tensão de resistência em função da redução para SAE 1012................ 35
Figura 5.6 – Curva do alongamento em função da redução para SAE 1012............................ 35
Figura 5.7 – Curva da tensão de escoamento em função da redução para AT-06.................... 36
Figura 5.8 – Curva da tensão de resistência em função da redução para AT-06...................... 36
Figura 5.9 – Curva do alongamento em função da redução para AT-06.................................. 36
Figura 5.10 – Curvas de tendência para tensão de escoamento e resistência em função da
deformação verdadeira. .................................................................................................... 38
Figura 5.11 – Faixa de tensão de escoamento e de resistência em função da deformação
verdadeira – SAE 1012..................................................................................................... 39
viii
Figura 5.12 – Faixa de tensão de escoamento e de resistência em função da deformação
verdadeira – AT-06........................................................................................................... 39
Figura 5.13 – Evolução da dureza em função da redução de área............................................ 40
Figura 5.14 – Evolução da espessura em função da redução de área. ...................................... 40
Figura 5.15 – Curvas de escoamento e trefilação em função da deformação verdadeira – SAE
1012 .................................................................................................................................. 41
Figura 5.16 – Curvas de escoamento e trefilação em função da deformação verdadeira – AT06 ...................................................................................................................................... 41
Figura A.1 – Curva de tensão de escoamento em função da deformação verdadeira – AT-0649
Figura A.2 – Curva de tensão de resistência em função da deformação verdadeira – AT-06 . 49
Figura A.3 – Curva de tensões em função da deformação verdadeira e respectivas curvas de
tendência – AT-06 ............................................................................................................ 51
Figura A.4 – Curva de tensões em função da deformação verdadeira e respectivas curvas de
tendência – SAE 1012 ...................................................................................................... 52
ix
ÍNDICE DE QUADROS E TABELAS
Quadro 3.1 – Denominações para tubos de aço com costura trefilados. .................................. 18
Quadro 4.1 – Composições químicas especificadas pelas normas........................................... 27
Quadro 4.2 – Parâmetros de processo de formação e soldagem dos tubos. ............................. 28
Quadro 4.3 – Parâmetros de processo de decapagem dos tubos. ............................................. 28
Quadro 4.4 – Parâmetros de tratamento térmico de normalização........................................... 29
Quadro 4.5 – Parâmetros do tratamento químico para saponificação. ..................................... 29
Quadro 4.6 – Ferramental usado para trefilação e reduções correspondentes.......................... 30
Quadro 4.7 – Dimensões dos tubos antes da trefilação ............................................................ 30
Quadro 5.1 – Resultados da análise de composição química. .................................................. 32
Quadro 5.2 – Resultados dos ensaios de tração........................................................................ 34
Quadro 5.3 – Resultados dos ensaios dureza............................................................................ 34
Tabela A.1 – Dados experimentais e previstos segundo equações obtidas para tensão de
escoamento e de resistência – AT-06. .............................................................................. 50
Tabela A.2 – Dados experimentais e previstos segundo equações obtidas para tensão de
escoamento e de resistência – SAE 1012 ......................................................................... 52
x
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
A
Alongamento
Af
Área final
Ao
Área inicial
ASTM
American Society for Testing and Materials
B
Parâmetro geométrico e de atrito usado no cálculo da tensão de
trefilação
DIN
Deustaches Institute for Normuns
F
Força
HFIW
High Frequency Induction Welding
K
Coeficiente de resistência
l
Comprimento
l1
Comprimento em qualquer ponto (instantâneo)
lf
Comprimento final
lo
Comprimento inicial
máx.
Máximo
min
Minutos
mín.
Mínimo
n
Coeficiente de encruamento
P
Potência
SAE
Society of Automotive Engineers
r
Redução de área
rmáx
Redução máxima de área
Ua
Energia de atrito
Up
Energia de deformação homogênea
Ur
Energia redundante
UT
Energia total
v
Velocidade
ZTA
Zona termicamente aquecida
α
Semi-ângulo de redução da fieira
ε
Deformação de engenharia
ε
Deformação real ou verdadeira
xi
µ
Coeficiente de atrito entre tubo e parede da fieira
η
Eficiência
σ
Tensão de engenharia
σe
Tensão limite de escoamento
σr
Tensão limite de resistência
σtref
Tensão de trefilação
σm
Tensão de escoamento média
σ
Tensão real ou verdadeira
σe
Tensão limite de escoamento verdadeira
σr
Tensão limite de resistência verdadeira
xii
SUMÁRIO
1
INTRODUÇÃO ...................................................................................................................... 1
2
OBJETIVOS ........................................................................................................................... 3
3
REVISÃO BIBLIOGRÁFICA .............................................................................................. 4
3.1
PROCESSO DE FABRICAÇÃO DE TUBOS COM COSTURA................................... 4
3.1.1
Matéria-Prima........................................................................................................... 5
3.1.1.1
Obtenção do aço ................................................................................................... 5
3.1.1.2
Classificação dos Aços ......................................................................................... 7
3.1.2
Corte das bobinas ..................................................................................................... 8
3.1.3
Acumulador .............................................................................................................. 9
3.1.4
Formação do tubo ..................................................................................................... 9
3.1.5
Soldagem ................................................................................................................ 10
3.1.6
Corte dos tubos ....................................................................................................... 13
3.1.7
Tratamento Térmico ............................................................................................... 13
3.1.8
Tratamento Químico............................................................................................... 14
3.1.9
Trefilação................................................................................................................ 16
3.1.9.1
3.2
CARACTERIZAÇÃO DE MATERIAIS....................................................................... 22
3.2.1
Ensaios mecânicos.................................................................................................. 22
3.2.1.1
Ensaio de tração uniaxial.................................................................................... 23
3.2.1.2
Ensaio de dureza Rockwell................................................................................. 25
3.2.1
4
Cálculo de esforços na trefilação de tubos ......................................................... 18
Espectrometria de emissão atômica........................................................................ 26
MATERIAIS E MÉTODOS ................................................................................................ 27
4.1
MATERIAIS .................................................................................................................. 27
4.2
FORMAÇÃO DO TUBO............................................................................................... 27
4.3
TRATAMENTO QUÍMICO E TÉRMICO.................................................................... 27
4.4
TREFILAÇÃO ............................................................................................................... 29
4.5
ENSAIOS REALIZADOS ............................................................................................. 30
5
RESULTADOS E DISCUSSÕES ....................................................................................... 32
6
CONCLUSÕES..................................................................................................................... 45
xiii
7
SUGESTÕES DE TRABALHOS FUTUROS.................................................................... 46
8
REFERÊNCIAS ................................................................................................................... 47
APÊNDICE A – Demonstração da obtenção das equações de tendência para as curvas
de propriedades em função da deformação. .............................................................................. 49
xiv
1
INTRODUÇÃO
A Metalurgia é o ramo da Engenharia que estuda o comportamento dos metais e
suas ligas, desde a sua obtenção (extração na natureza), passando pelo seu
processamento e beneficiamento, até o produto final. Neste campo, destacam-se
inúmeros processos de transformação da matéria prima em produto acabado, tais como:
fundição, conformação, usinagem, soldagem, sinterização. O tipo de processamento a
ser usado depende de muitos fatores, como as propriedades do metal, geometria da peça,
e o seu custo final.
Os primeiros tubos soldados começaram a ser fabricados no início do século
XIX por um processo patenteado por James Whitehouse. Eram basicamente feitos de
tiras de aço marteladas sobre um mandril para alcançar a forma de um tubo e então
aquecidas e pressionadas para juntar suas bordas. Alguns desenvolvimentos foram
realizados até o fim daquele século, até a invenção dos tubos sem costura pelos irmãos
Mannesmann em 1892, o que deixou os tubos com costura em posição secundária.
Nesta época também foi patenteada a idéia de utilizar o efeito Joule para soldar os
materiais (MORGAN, 2004).
Outros desenvolvimentos ocorreram, e em 1931 Fretz Moon inventou um
método para produzir barris soldados por um processo contínuo. A junção deste
processo com a soldagem por efeito Joule consolidou um método que até hoje é usado
para produção de tubos com costura (MORGAN, 2004).
O início da produção dos tubos com costura era limitado a poucos e simples
tipos de aço. Hoje, com a enorme variedade de materiais disponíveis, a crescente
pesquisa de novas ligas de aço e a concorrência do mercado, os tubos podem adquirir
características variadas e direcionadas para cada aplicação específica.
Os tubos de aço trefilados têm ganhado muito espaço nos últimos anos, graças a
suas características de ótimo acabamento superficial, precisão dimensional e boas
propriedades mecânicas. Entre suas aplicações mais usuais, pode-se citar a indústria
automobilística, implementos agrícolas, e aplicações de segurança, onde se podem
exigir uniformidade de propriedades mecânicas, perfis diferenciados e melhor
acabamento superficial.
2
O conhecimento adequado das propriedades, microestrutura e processamento
dos materiais possibilita otimizar o seu desenvolvimento.
O presente trabalho é resultado de um estudo comparativo do comportamento
das propriedades mecânicas de tubos de aço trefilados de dois aços muito usados neste
campo. Para isso, buscou-se obter informações relevantes que possam guiar a seleção do
tipo de aço e processo adequados aos mesmos, de acordo as propriedades mecânicas
finais esperadas.
3
2
OBJETIVOS
O trabalho tem por objetivo geral avaliar o comportamento dos tubos de aço com
costura trefilados, em relação às suas propriedades mecânicas no decorrer do processo
de fabricação: Chapa, Tubo Formado, Tratamento Térmico e Trefilação.
Para o desenvolvimento desse estudo, serão produzidos tubos com dois tipos de
aço, tratados química e termicamente e posteriormente trefilados, identificando-se as
variáveis importantes no processo de fabricação. A cada etapa, serão retiradas amostras
para ensaios. Desta forma, têm-se os seguintes objetivos específicos:
•
Desenvolver um modelo matemático que relacione a redução de área sofrida
pelo tubo no processo de trefilação com as propriedades mecânicas resultantes
desse trabalho a frio;
•
Desenvolver, através de equacionamento por dois modelos, propostos por
Backofen e por Sachs e Baldwin, a previsão da máxima redução de área
permitida no processo de trefilação sem necessidade de recozimentos
intermediários, bem como compará-los com modelos ideais, avaliando qual
melhor se adapta ao caso em estudo.
•
Analisar o comportamento dos dois aços a fim de que se possam especificar
corretamente os parâmetros de processo para cada um deles, assim como
permitir selecioná-los de acordo com as propriedades esperadas do produto final.
4
3
3.1
REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
PROCESSO DE FABRICAÇÃO DE TUBOS COM COSTURA
Técnicas de fabricação de metais são os métodos pelos quais metais e ligas são
conformados ou manufaturados para produzirem produtos. Elas são precedidas por
refino, por adição de elementos de liga e às vezes por processos de tratamento térmico
que produzem ligas com as características desejadas (CALLISTER, 1999).
Os tubos de aço podem ser fabricados, em geral, por dois processos: com ou sem
costura. A denominação tubo de aço “com costura” vem de muito tempo atrás, quando o
processo utilizado para a soldagem era o de baixa freqüência (50 ou 60 Hz), o que dava
ao material um aspecto de “costurado”. Hoje o processo é realizado com solda
longitudinal por alta freqüência (HFIW), chegando-se em alguns casos até 450 kHz. Das
inúmeras vantagens dos tubos com costura, destacam-se os menores preços, a maior
disponibilidade de produtos, menor tempo de fabricação e melhor acabamento
superficial (SETTON e SENATORE, 2004).
O processo de fabricação dos tubos de aço com costura trefilados pode ser
dividido em nove etapas, como ilustra a Figura 3.1. Cada uma dessas etapas será
descrita como segue.
Matéria-Prima
Formação do tubo
Tratamento Químico
Corte da Bobina
Soldagem
Tratamento Térmico
Acumulador
Corte dos tubos
Trefilação
Figura 3.1 – Fluxograma do processo de fabricação de um tubo trefilado.
5
3.1.1
3.1.1.1
Matéria-Prima
Obtenção do aço
O ferro e muitas de suas ligas constituem cerca de 90% de toda a produção
mundial por ser um metal barato com notáveis propriedades, e depois do alumínio,
muito abundante. O ferro por si só é usado somente para poucas aplicações
relativamente especiais. Grande parte deste é usado na forma de Ferro-Carbono, que são
ligas de ferro e carbono com pouca quantidade de outros elementos – os aços (SMITH,
1993).
A maior parte dos produtos utilizados à base de aço está disponível para
processamento na forma de chapas, que por sua vez são obtidas através da laminação de
lingotes de aço.
As etapas básicas envolvidas na produção dos aços são descritas a seguir por
Smith (1993):
1 - Redução do minério de ferro (principalmente óxidos de ferro) ao ferro
derretido (ferro-gusa). Nesse processo, o coque (carbono) age reduzindo o minério de
ferro no alto forno para produzir ferro contendo de 3 a 4,5% C, segundo a reação:
Fe2O3 + 3CO 2Fe + 3 CO2
Como a maioria dos aços usados atualmente contém menos do que 1% C, o
carbono em excesso deve ser removido do ferro gusa para convertê-lo em aço.
2 - Processo de Fabricação. No processo de fabricação do aço em alto-forno, o
carbono em excesso no aço é reduzido ao nível desejado através da oxidação controlada
de misturas de ferro gusa e ferro ou sucatas de aço. Os dois principais processos de
fabricação em alto-forno usados são (a) fornalha básica de oxigênio e (b) fornalha com
arco elétrico. Aços-ligas são produzidos adicionando-se manganês, cromo, níquel,
molibdênio, vanádio, etc., no aço ainda no estado líquido durante ou depois do processo
de remoção do carbono.
6
3 - Fundição. Uma vez que foi atingida a composição desejada do aço, ele é
vazado ou despejado do forno conversor (fornalha de fabricação do aço) a um largo
recipiente denominado "panela". Às vezes, são adicionados elementos de liga ou
desoxidantes, como o alumínio ou ferro-silício ao aço derretido na panela para ajuste da
composição química do aço ou para se remover oxigênio gasoso. O aço é então
despejado em moldes retangulares de lingotes ou vazado em um distribuidor para a
fundição contínua do aço.
4 - Laminação. A maioria dos lingotes é reaquecida a uma temperatura alta
(inferior à temperatura de fusão de todos os constituintes do aço), e mantidos nesse
patamar para uniformizar o aquecimento. Os lingotes reaquecidos são então laminados a
quente ou forjados até a sua forma desejada. Continuamente, aço derretido pode ser
fundido (incorporado) à forma forjada semi-acabada.
Na laminação a quente, é necessário que o aço seja aquecido a uma temperatura
em que o ferro esteja na forma de austenita, tipicamente acima de 1200 ºC (GUTHRIE e
JONAS, 2000). Isso permite que sejam realizadas grandes reduções (de 250 mm para 2
mm, por exemplo), pois o aço se torna muito maleável e plástico. O trabalho a quente
deve ser finalizado a uma temperatura levemente acima da temperatura de
recristalização, de forma que um tamanho de grão reduzido seja obtido logo antes do
resfriamento ocorrer.
Smith (1993) destaca que os efeitos da laminação a quente dos lingotes podem
ser resumidos como segue:
1 - A laminação a quente quebra a estrutura colunar grosseira dos lingotes
fundidos.
2 - A laminação a quente homogeneíza a segregação dendrítica que ocorre
durante a fundição.
3 - Nos aços efervescentes, as bolhas acabam sendo juntadas (“soldadas”). Em
todos os aços a porosidade é eliminada.
4 - Inclusões não-metálicas são despedaçadas e alongadas na direção de
laminação, causando assim propriedades direcionais nos produtos laminados. A
resistência é maior na direção de laminação.
7
5 - Se a temperatura final é próxima da temperatura de recristalização, o
refinamento de grão será obtido.
As bobinas laminadas a quente possuem uma cor escura e estão menos
susceptíveis à oxidação. Os tubos produzidos com esse material podem ser armazenados
e transportados em condições normais até mesmo a céu aberto (por pouco tempo) sem
ter sua qualidade prejudicada (TOBECHERANI, 2007).
3.1.1.2
Classificação dos Aços
A classificação dos aços pode se dar em função de diferentes sistemas, dentre
outros a sua composição química (tais como: ao carbono, microligados, inoxidáveis),
microestrutura (ferrítica, perlítica, martensítica) e modo de obtenção (laminado a quente
ou a frio).
Para Pannoni (2007) os aços-carbono podem ser divididos em:
1 - Aços de baixo teor de carbono, com Carbono (C) < 0,3%, são aços que
possuem grande ductilidade, bons para o trabalho mecânico e soldagem (construção de
pontes, edifícios, navios, caldeiras e peças de grandes dimensões em geral). Estes aços
não são temperáveis;
2 - Aços de médio carbono, com 0,3 < C < 0,7%, são aços utilizados em
engrenagens, bielas, etc.. São aços que, temperados e revenidos, atingem boa tenacidade
e resistência;
3 - Aços de alto teor de carbono, com C > 0,7%. São aços de elevada dureza e
resistência após a tempera, e são comumente utilizados em molas, engrenagens,
componentes agrícolas sujeitos ao desgaste, pequenas ferramentas, etc..
Os aços geralmente usados na produção dos tubos com costura são os de baixo
carbono, devido ao seu baixo custo e sua boa soldabilidade. Estes, geralmente contêm
entre 0,3 e 0,8 % de manganês, que reduz a formação de óxidos e de sulfetos de ferro.
Este último se forma nos contornos de grão, sendo mais frágil e de menor ponto de
fusão que o sulfeto de manganês, pode provocar fratura frágil durante o trabalho a frio
8
ou a quente do aço. O manganês ainda aumenta a tensão limite de escoamento,
refinando a perlita e a endurecendo através de solução sólida (SMITH, 1993).
Já os aços microligados, como o DIN 17100 RRSt-52.3, são especificados não
só pela sua composição química, mas pela sua resistência mecânica. São desenvolvidos
a partir dos aços de baixo carbono com pequenas adições de Mn (até 2%) e outros
elementos em níveis muito pequenos. Estes aços apresentam maior resistência mecânica
que os aços de baixo carbono idênticos, mantendo a ductilidade e a soldabilidade, e são
destinados às estruturas onde a soldagem é um requisito importante, assim como a
resistência (PANNONI, 2007).
3.1.2
Corte das bobinas
As chapas, que servem de base para a formação do tubo, são fornecidas em
bobinas com largura padrão, e por isso, devem ser cortadas em “fatias” ou “tiras” da
largura que corresponda ao perímetro do diâmetro externo do tubo a ser fabricado. Para
esta operação, são usados equipamentos chamados “Slitter” que cortam por
cisalhamento a bobina em várias tiras, conforme mostra a Figura 3.2.
Figura 3.2 – Corte das bobinas na Slitter. (ANDRADE, 2007)
9
3.1.3
Acumulador
Grande parte dos fabricantes de tubos de aço com costura trabalha com o
processo contínuo. Assim, o final de uma tira é soldada ao início de uma nova tira. Para
que não haja interrupções de produção, até que esta soldagem seja feita, é necessário
que parte da tira seja armazenada em um acumulador, permitindo que a produção siga
enquanto se efetua a soldagem das fitas.
3.1.4
Formação do tubo
Depois de cortadas, as chapas estão prontas para servirem como matéria prima
para as formadoras, que darão a forma ao tubo por meio de dobramentos sucessivos,
como mostrado na Figura 3.3. O correto alinhamento das matrizes na conformação da
tira é um fator crítico para a obtenção de uma boa soldagem.
Figura 3.3 – Esquema de formação de um tubo. (KIM et al., 2003)
10
3.1.5
Soldagem
Após as etapas de conformação da chapa, o tubo quase formado passa pela etapa
de soldagem. Nesta etapa, faz-se o uso de soldagem por alta freqüência (HFIW) que é
um processo que promove a fusão localizada das bordas da chapa através da aplicação
de energia de radiofreqüência sobre a área a ser unida. Quando devidamente executada,
a solda resultante é tão resistente quanto os materiais originariamente empregados
(BRACARENSE, 2007).
Basicamente, a soldagem ocorre devido a dois efeitos:
1 – Aquecimento: Um gerador de correntes de alta freqüência é colocado de
forma a induzir campos elétricos sobre a região a ser soldada. O processo consiste em
sujeitar as partes a serem soldadas a estes campos elétricos de alta freqüência, que
normalmente é aplicado entre duas partes metálicas. O campo elétrico dinâmico
promove a oscilação de moléculas nos materiais. Dependendo de sua geometria e de seu
momento dipolar, estas moléculas irão transformar parte deste movimento oscilatório
em energia térmica, causando o aquecimento do material. Este aquecimento promoverá
um amolecimento instantâneo dos materiais. A medida desta interação é o fator de
rendimento, dependente da temperatura e da freqüência. Como o aquecimento é causado
por rápidas alternâncias de campos elétricos gerados pela corrente de alta freqüência, é
necessário que os materiais possuam certas propriedades específicas. Isto significa que
somente alguns materiais podem ser soldados.
2 – Pressão: As partes metálicas também exercem pressão sobre as peças
durante os processos de aquecimento e resfriamento. Esta pressão aplicada sobre os
materiais sujeitos a temperaturas elevadas e mantida durante o resfriamento, promoverá
a união entre as partes.
A Figura 3.4 mostra o esquema de formação do tubo durante a soldagem.
Quando aquecidas pela bobina, as bordas da chapa se fundem parcialmente, e após
passarem pela matriz que comprime as bordas, estas são unidas e o material excedente é
excretado para o interior e exterior do tubo agora formado, como mostrado na seqüência
da Figura 3.5.
11
Ponto de
solda
Rolos de caldeamento
Solda
Corrente
“V”
Bobina de
indução
Barra de impedância
Figura 3.4 – Esquema de soldagem do tubo (MARRA et al., 2004)
O calor de soldagem é proveniente do efeito Joule, dependendo, portanto, da
magnitude da corrente induzida nas peças e da resistividade elétrica do material a
soldar. Deve ser observado também que o processo de união se dá primeiramente pelo
aquecimento das bordas a unir e depois pelo caldeamento imposto pelo esforço de
recalque, no ponto de solda, proveniente da ação dos rolos mostrados na Figura 3.5
(MARRA et al., 2004)
A região que foi atingida pelo calor da soldagem é denominada zona
termicamente aquecida (ZTA) e geralmente tem a forma de uma ampulheta. Como se
pode observar na Figura 3.5, o aquecimento é mais pronunciado nas quinas das bordas
da chapa, graças ao efeito de superfície, em que a corrente flui preferencialmente pela
superfície do condutor.
(1)
(2)
(3)
(4)
(5)
(6)
Figura 3.5 – Seqüência de soldagem e remoção da rebarba. (MANNESMANN, 2007)
12
Entre outras vantagens, Setton e Senatore (2004) citam que a solda por alta
freqüência propicia:
•
Soldagem limpa, pois não há adição de metais de adição;
•
Excelente qualidade de soldagem;
•
Longa vida para ferramentas;
•
Alta produtividade: a velocidade média está em torno de 25 a 90 m/min;
•
Tolerâncias dimensionais estreitas.
Sua principal dificuldade está no correto ajuste das variáveis envolvidas no
momento do set-up, porém, depois de corretamente ajustada, a produção pode seguir
sem interrupções.
Deve ser levado em conta, ainda, que durante a operação de soldagem, uma
pequena parcela do material será expulso da região da solda para o exterior e interior do
tubo, formando as chamadas rebarbas externa e interna. Estas rebarbas devem ser
previstas no cálculo da largura da tira para a correta formação do tubo e, no caso de
posterior trefilação dos tubos, devem ser removidas pelo uso de uma ferramenta de
usinagem logo após a soldagem do tubo, quando aquelas ainda se encontram aquecidas,
facilitando a remoção. Em tubos para trefilação, é necessário que a rebarba seja
completamente removida para que não ocorram riscos nos tubos e desgaste das matrizes
(Figura 3.6).
(a)
(b)
Figura 3.6 – (a) Tubo com rebarba interna. (b) Tubo com rebarba removida.
13
3.1.6
Corte dos tubos
Como os tubos são feitos em um processo contínuo, torna-se necessário que os
mesmos sejam cortados em comprimentos definidos.
Existem muitos equipamentos que se destinam a cortar os tubos, como corte por
serras, facas, laser, sendo que o primeiro é o mais comum. Neste, os principais
parâmetros a serem levados em conta são o tipo de material a ser cortado (dureza) e o
número de dentes da serra. Poucos dentes podem reduzir a produtividade e causar
vibração. Já muitos dentes podem fazer com que parte do material fique caldeado nos
dentes, causando quebras prematuras (BANISH, 2007).
3.1.7
Tratamento Térmico
Segundo Chiaverini (2002, p. 81), “tratamento térmico é o conjunto de
operações de aquecimento e resfriamento a que são submetidos os aços, sob condições
controladas de temperatura, tempo, atmosfera, velocidade de resfriamento, com o
objetivo de alterar as suas propriedades ou conferir-lhes características determinadas”.
As propriedades dos aços dependem, em princípio, de sua estrutura. Os
tratamentos térmicos modificam, em maior ou menor grau, a estrutura dos aços,
resultando, em alterações mais ou menos pronunciadas em suas propriedades
(CHIAVERINI, 2002).
Para o caso específico dos tubos de aço com costura trefilados, torna-se
necessário efetuar um tratamento térmico para que o aço adquira novamente sua
ductilidade após ter sido conformado, e para que possa ser deformado na trefilação sem
fraturar. Para tanto, é comum o uso do tratamento de normalização, onde o aço é
aquecido acima da sua temperatura de austenitização e em seguida, resfriado ao ar. Este
processo resulta em uma microestrutura mais refinada, com melhor homogeneização
dos grãos, notada principalmente na ZTA, onde ocorreu a soldagem do tubo.
No estado normalizado, a ferrita primária é mais refinada graças ao tipo de
resfriamento usado. A taxa de nucleação dos cristais de ferrita é maior quanto menor for
a temperatura de transformação da austenita em ferrita, como mostrado na Figura 3.7.
14
Pode-se notar que o resfriamento mais rápido permite menor formação de ferrita, o que
significa que mais perlita estará presente. Esta perlita formada a temperaturas mais
baixas é ainda mais dura e refinada, o que explica porque um aço normalizado é mais
duro que um recozido (BROOKS, 1996).
(a)
(b)
Figura 3.7 – (a) Diagrama mostrando o efeito da temperatura de transformação sobre a taxa de nucleação
da ferrita primária nos contornos de grão da austenita. (b) Diagrama mostrando o efeito da taxa de
resfriamento da austenita sobre o tamanho de grão dos cristais de ferrita primária. (BROOKS, 1996)
3.1.8
Tratamento Químico
Como em todo processo de conformação, a lubrificação também tem um papel
importante na trefilação. Sua principal função é diminuir o desgaste e o atrito entre as
ferramentas e a peça, aumentando a vida útil das fieiras e mandris usados na trefilação.
As características necessárias para um bom lubrificante são listadas por Button (2005):
15
•
Um baixo coeficiente de atrito;
•
Garantir a completa separação das superfícies da matriz e do material
trefilado;
•
Ser resistente ao calor;
•
Favorecer o bom acabamento superficial do produto trefilado;
•
Ser limpo;
•
Ser facilmente aplicável;
•
Resistir à pressão de deformação;
•
Ser facilmente removível;
•
Finalmente não deve causar problemas de saúde ou ambientais.
Em processos de deformação a frio, geralmente a lubrificação é representada
pelas camadas de fosfato (de zinco ou magnésio) adicionadas ao metal e associadas a
um sabão de estearato de sódio ou cálcio. Um fluxograma desse processo é apresentado
na Figura 3.8. O sabão reage com o fosfato para formar uma camada de estearato de
zinco (ou magnésio). A qualidade da camada depende dos parâmetros físicos e químicos
dos banhos, tais como acidez, temperatura, concentração e tempo de imersão
(CAMINAGA, 2007).
Decapagem
Enxágue
Enxágue
Neutralizador
Neutralizador
Saponificação
Fosfatização
Secagem
Figura 3.8 – Fluxograma do tratamento químico de saponificação.
16
3.1.9
Trefilação
Trefilação é um processo que consiste em puxar o metal através de uma matriz
(denominada fieira) por meio de uma força de tração a ele aplicada na saída da matriz.
Podem ser produzidos assim tubos, vergalhões, arames e fios (AL-QURESHI, 1996).
Dentre as vantagens da trefilação em tubos de aço, podem-se citar:
•
Excelente acabamento superficial;
•
Grande precisão dimensional;
•
Aumento das propriedades mecânicas como limite de escoamento, limite
de resistência e dureza, com decréscimo do alongamento.
Na Figura 3.9, Button (2005) traz um esquema do processo de trefilação,
destacando-se os seguintes pontos:
Área 1 – zona plástica relativa ao comportamento plástico do material a
conformar. Com a teoria da plasticidade e a idealização inicial do material, pode-se
determinar as tensões, as deformações e o modo de escoamento do material. Baseado
nessas informações pode-se determinar as distribuições de temperatura em diversos
locais como função do tempo de processo. A análise metalúrgica permite a avaliação do
material sob o ponto de vista microscópico (anisotropia, textura);
Figura 3.9 – Esquema do processo de trefilação: passagem do tubo através da fieira (BUTTON, 2005)
17
Área 2 – representa as características da matéria-prima, ou seja, antes da
deformação iniciar, que afetam o comportamento do material na zona de deformação e
as propriedades do produto obtido. Além da composição química, as propriedades
mecânicas bem como a estrutura cristalina, a textura e a microestrutura (tamanho de
grão e distribuição e tamanho de partículas de segunda fase) são importantes fatores de
influência. Também são importantes a qualidade superficial e o tratamento de superfície
anterior ao processo de conformação;
Área
3
–
representam
as
características
do
produto
conformado,
principalmente as propriedades mecânicas e superficiais e sua qualidade dimensional e
geométrica. Essas características definirão o uso desse produto após a conformação;
Área 4 – considera a região de fronteira entre o material a conformar com um
comportamento elasto-plástico e a ferramenta de comportamento elástico. Essa área
representa todos os fenômenos relacionados com o atrito, a lubrificação e o desgaste;
Área 5 – representa as ferramentas de conformação e relaciona-se com o
dimensionamento e os materiais dessas ferramentas, sua disposição e movimento
relativo que interagindo com o equipamento de conformação, definirá a qualidade dos
produtos;
Área 6 – representa a interação do material a conformar e do produto com o
meio-ambiente, exemplificado principalmente pela oxidação nos processos a quente;
Área 7 – representa o equipamento de conformação, que deve apresentar
potência suficiente para a execução do processo, permitir a montagem e movimentação
das ferramentas e garantir a qualidade dos produtos com uma rigidez adequada;
Área 8 – representa o ambiente que envolve o processo de conformação, como
equipamentos e processos auxiliares, como também a organização da produção na
fábrica.
O Quadro 3.1 traz as denominações segundo as respectivas normas, do estado de
fornecimento dos tubos de aço trefilados.
18
Quadro 3.1 – Denominações para tubos de aço com costura trefilados.
NBR
DIN
DIN
5599
2393
EN 10305-2
TD
BK
+C
TM
BKW
+ LC
RB
GBK
+A
Recozido
NB
NBK
+N
Normalizado
3.1.9.1
Designação
Especificação
Trefilado
Nenhum tratamento térmico após o
Duro
processo final de trefilação a frio.
Trefilado
Depois do tratamento térmico final é
Macio
feito um leve passe de trefilação.
Depois do processo final de trefilação
a frio, os tubos são recozidos.
Depois do processo final de trefilação
a frio, os tubos são normalizados.
Cálculo de esforços na trefilação de tubos
Existem diversos métodos teóricos e empíricos desenvolvidos para o estudo da
conformação, em especial da trefilação. Um método será tanto mais preciso quanto mais
parcelas de energia forem consideradas durante o cálculo. Num processo de
conformação, apresentam-se três parcelas de energia (DIETER, 1988):
UT = Up + Ua + Ur
onde: UT = Energia total;
Up = Energia uniforme ou de deformação homogênea, relacionada com a
modificação das formas e/ou dimensões do corpo metálico;
Ua = Energia de atrito, relativa à interação existente entre as superfícies da peça
trabalhada e das ferramentas;
Ur = Energia redundante, relacionada às mudanças na direção de escoamento do
material durante sua conformação.
19
Dessas três parcelas, as duas últimas não contribuem para a qualidade do
produto final e dependem diretamente da qualidade e da geometria das ferramentas
empregadas, bem como das características de lubrificação utilizada.
Para a trefilação sem mandril, utilizando-se o método da divisão e equilíbrio de
elementos, também denominado “slab method” ou método de Sachs, considera-se o
atrito entre o tubo e as ferramentas, bem como a geometria das ferramentas, porém só
como fator geométrico e não como influente na energia de trabalho redundante (Figura
3.10). Sachs e Baldwin (1946) apud Dieter (1988) investigaram as tensões envolvidas
nesse processo, assumindo que a espessura do tubo permanece constante. Sendo assim,
a tensão de trefilação é expressa por:
B
(1 + B)   Af  
= σm
1 −   
B
  Ao  
σtref
B = µ cot α
em que:
1
e
onde:
Kε n
σ m = ∫ σ dε =
n +1
ε
σtref = tensão de trefilação
σ m = tensão de escoamento média
σ = tensão verdadeira
Af = área da seção transversal do tubo de saída
Ao = área da seção transversal do tubo de entrada
µ = coeficiente de atrito entre tubo e parede da fieira
α = semi-ângulo de redução da fieira
K = coeficiente de resistência
n = coeficiente de encruamento
ε = deformação verdadeira
A redução de área ocorrida na trefilação expressa pela equação abaixo, fornece
uma indicação de quanto o material será deformado durante o processo.
r=
Ao − Af
Ao
20
Em geral, para trefilação de tubos sem mandril, por causa do alto cisalhamento
interno na entrada e saída da matriz, o trabalho redundante é maior, o que diminui a
máxima redução de área em comparação com outros processos (DIETER, 1988).
Figura 3.10 – Esquema das variáveis na trefilação sem mandril. (BUTTON, 2005)
No limite, quando a tensão de trefilação se iguala à tensão de escoamento do
material de saída ( σ tref = σ e ), obtemos a redução máxima de área ( rmáx ). Em uma
primeira estimativa, a máxima redução ocorre quando σ tref = σ m , assim:
Af
=1− r
Ao
1=
σtref
1 + B
B
=
1 − (1 − r )
σm
B
[
logo:
  B 
 
r=1-1-
(
1
+B)

 
com
ε = ln
 1 

1− r 
( 1 /B)
]
21
Com isso, a tensão de escoamento do material de saída, é dada por σ = Kε n no
ponto de deformação obtido acima. Uma melhor estimativa para a redução máxima é
feita quando a tensão de trefilação é igual à tensão de escoamento máxima do material
de saída. Assim,
σ e = σm
resulta em
1 + B
B
1 − (1 − rmáx .)
B
[
  B.σe  
 
rmáx.=1-1-
  σm( 1+B)  
]
( 1 /B)
Analisando o limite de trefilação agora por um modelo examinado por Backofen
(1969) apud Smith (1988), a tensão de trefilação real desenvolvida no processo de
trefilação pode ser descrita como:
(σtref ) real = (σtref ) ideal
η
sendo que:
(σtref ) ideal = ∫ σ dε = σm ln Af
Ao
η=
e
Up
UT
O valor de η corresponde à eficiência do processo, onde se leva em conta as
perdas em função do atrito e do trabalho redundante.
A Figura 3.11 ilustra um esquema das curvas de escoamento do material, da
tensão de trefilação ideal e da tensão de trefilação real.
Como para o caso anterior, no limite, quando a tensão de trefilação se iguala à de
escoamento do material de saída, temos o limite de redução ( εmáx na Figura 3.11).
Sendo assim:
σ tref = σ e
(σtref ) real = 1 ∫0 σ dε = σ e
εmáx
η
22
Figura 3.11 – Curvas de desenvolvimento do limite de trefilação. (Adaptado de DIETER, 1988)
n
Caso o material siga a teoria do endurecimento, então σ e = Kε . Com isso, a
equação fica (AL-QURESHI, 1996):
1 Kε n +1
= Kε n
η n +1
que simplificada fica
ε máx = η (n + 1)
e como
ε = ln
isolando r, temos que
rmáx. = 1 − e −η ( n+1)
3.2
3.2.1
 1 

1− r 
CARACTERIZAÇÃO DE MATERIAIS
Ensaios mecânicos
Os ensaios mecânicos têm por objetivo geral fornecer informações para o
controle das características dos produtos acabados ou no decorrer do seu processamento,
23
na forma de ensaios de rotina. Dentre os ensaios mais comuns, citam-se os de tração,
compressão, dureza, dobramento, impacto e fadiga. A maior parte desses ensaios tem
como característica a ruptura ou destruição do material, e podem-se realizar ensaios em
produtos prontos, conforme normas específicas.
3.2.1.1
Ensaio de tração uniaxial
O ensaio de tração uniaxial tem por objetivo avaliar a resistência do material à
força de tração e medir sua deformação, em geral, até a ruptura. Pode-se dividir em dois
tipos:
a) Convencional ou de Engenharia: Neste, um corpo de prova é submetido a
um ensaio de tração e pode-se construir um gráfico da carga (ou tensão) em
função da deformação (Figura 3.12). Algumas das informações que podem ser
obtidas a partir desse ensaio são:
Figura 3.12 – Curva típica de um ensaio de tração. (Adaptado de DIETER, 1988).
– Tensão de engenharia (σ), dada por:
σ = F / Ao
onde: F = força em qualquer ponto do ensaio (instantânea)
Ao = área inicial do corpo de prova
24
– Deformação de engenharia (ε), dada por:
ε=
l 1 − lo
lo
onde: l1 = comprimento em qualquer ponto do ensaio (instantâneo)
lo = comprimento inicial do corpo de prova
– Tensão de escoamento (σe): tensão na qual o material passa do regime elástico
para o regime plástico de deformação. Em geral, costuma-se adotar o “limite de
desvio” (offset yield strength), que é a tensão obtida quando do aumento de 0,2%
na deformação a partir da zona elástica (Reta pontilhada na Figura 3.12).
– Tensão limite de resistência (σr): tensão na qual o material atinge a máxima
carga suportada. Até esse ponto, a deformação é uniforme em toda seção mais
estreita do corpo de prova.
– Alongamento total (A): capacidade do material deformar-se plasticamente sem
fraturar. Fornece uma medida comparativa da ductilidade do material. É calculada
por:
A =
lf - lo
lo
onde: lf = comprimento final do corpo de prova
lo = comprimento inicial do corpo de prova
b) Real: Os resultados obtidos no ensaio de tração convencional em metais
dúcteis não fornecem uma indicação precisa das características de deformação
do metal, pois os mesmos estão baseados na seção inicial do corpo de prova. É
sabido que durante o ensaio, as dimensões do corpo de prova, principalmente na
zona plástica, são diferentes ao longo do ensaio, justificando que seja levada em
conta a área instantânea do corpo de prova.
Desse modo, obtemos a tensão real e deformação real por:
σ = σ( 1 + ε)
ε = ln(1 + ε )
25
Para a região plástica, o comportamento exponencial da curva real pode ser
matematicamente representado pela equação de Hollomom (DIETER, 1988):
σ = Kε n
onde: K = coeficiente de resistência
n = coeficiente de encruamento
O valor de n fornece a capacidade do material em distribuir a deformação
uniformemente. Quanto maior o valor de n, mais íngreme será a curva real e mais
uniforme a distribuição de tensões na presença de um gradiente de tensões. Em resumo,
quanto maior o valor deste coeficiente, maior a capacidade de encruamento do material
(SOUZA, 1982).
Para achar estes valores, o mais conveniente é transformar a equação acima em
logaritmos e traçar o gráfico até o ponto de limite de resistência, que dá uma linha reta
(Figura 3.13).
ln σ = ln K + n. ln ε
Figura 3.13 – Gráfico demonstrativo para obtenção de n e K (KUHN e MEDLIN, 2000).
3.2.1.2
Ensaio de dureza Rockwell
O ensaio de dureza por penetração do tipo Rockwell (HR) é um dos mais
comuns e rápidos e fornece uma medida da resistência do material a uma deformação ou
endentação permanente quando aplicada uma carga. A dureza Rockwell possui várias
escalas independentes, que dependem do tipo de material a ser testado. A profundidade
de endentação é determinada e convertida para um número de dureza (adimensional)
26
que é inversamente proporcional à profundidade (KUHN e MEDLIN, 2000). Para aços
moles, pode-se utilizar a escala B (HRB), que possui penetrador de 1,59 mm de
diâmetro e aplicação de carga de 981 N (SOUZA, 1982).
A aplicação do teste é rápida, pois em geral não é necessária a preparação de
corpo de prova e a leitura é feita diretamente em um mostrador. Outra vantagem é que
não é necessário inutilizar a peça ensaiada, tornando este um ensaio comum em rotinas
de controle de produção em massa.
3.2.1
Espectrometria de emissão atômica
Esta técnica é utilizada para se qualificar quantitativamente a composição
química presente no aço. O princípio do método de análise é a espectrometria de
emissão atômica por centelhamento. Uma região da amostra é vaporizada através de
uma descarga elétrica (centelha). Os átomos e íons existentes no vapor atômico são
excitados sob a forma de radiação luminosa. A luz emitida é conduzida à ótica do
espectrômetro onde ela é dispersa em diversos componentes espectrais. Para cada
comprimento de onda emitido pelo elemento químico, a mais indicada linha deste
elemento químico será medida através de tubos fotomultiplicadores. A intensidade da
radiação, a qual é proporcional à concentração do elemento na amostra, é recalculada
internamente a partir de uma curva de calibração sendo expressa diretamente como
concentração (SPECTRO).
27
4
MATERIAIS E MÉTODOS
4.1
MATERIAIS
Para o estudo do comportamento dos tubos de aço em suas etapas de fabricação,
foram selecionados dois tipos de aço, o SAE J403 NOV2001 1012 e o AT-06, ambos
laminados a quente. Estes aços serão chamados no decorrer do trabalho de SAE 1012 e
AT-06, respectivamente. As composições químicas especificadas pelas normas são
listadas no Quadro 4.1. O aço SAE 1012 foi fornecido pela Compania Siderúrgica
Nacional (CSN) e o AT-06 pela Compania Siderúrgica Paulista (COSIPA). Este último
é um aço especialmente desenvolvido para a Tuper S/A com o objetivo de atender à
norma DIN 17100 RRSt-52.3.
Quadro 4.1 – Composições químicas especificadas pelas normas.
P (%)
S (%)
Si (%)
Cu (%) 1
Al (%)
0,04 máx.
0,05 máx.
0,10 máx.
0,10 mín.
N.A. 2
1,40 mín.
0,025
0,015
0,15 mín.
1,60 máx.
máx.
máx.
0,35 máx.
C (%)
Mn (%)
SAE
0,10 mín.
0,30 mín.
1012
0,15 máx.
0,60 máx.
0,19 mín.
0,24 máx.
AT-06
(1)
Cu – Quando requerido
(2)
N.A. – Não aplicável
4.2
N.A.
0,02 mín.
0,15 máx.
FORMAÇÃO DO TUBO
As tiras de aço foram conformadas em uma linha formadora de tubos
OTTOMILLS. O diâmetro externo e espessura selecionados, juntamente com os
parâmetros de processo estão indicados no Quadro 4.2.
4.3
TRATAMENTO QUÍMICO E TÉRMICO
28
A etapa seguinte foi o tratamento químico de decapagem dos tubos, para retirar
o excesso de óleo e oxidação da superfície dos tubos, antes de poderem ser enviados ao
forno. Utilizou-se das etapas e tempos descritos no Quadro 4.3.
Quadro 4.2 – Parâmetros de processo de formação e soldagem dos tubos.
SAE 1012
AT-06
Diâmetro Externo nominal (mm)
33,70
42,20
Espessura nominal (mm)
3,00
2,65
Velocidade de linha (m/min)
40
29
Potência de soldagem (kW)
106
130
Freqüência de soldagem (kHz)
300
300
Após a decapagem, os tubos foram tratados termicamente em um forno contínuo
de soleira de rolos, marca METALTREND, com aquecimento a gás natural e atmosfera
controlada de nitrogênio (95%) e hidrogênio (5%). O equipamento dispõe de três zonas
de aquecimento e uma de resfriamento. Dados do tratamento de normalização estão
dispostos no
Quadro 4.4.
Desengraxe
Enxágüe
Decapagem
Enxágüe
Neutralizador
Secagem
Quadro 4.3 – Parâmetros de processo de decapagem dos tubos.
Tempo (min)
10
1
10
1
1
5
Temperatura (ºC)
90
amb.1
60
amb.
amb.
85
(1)
amb.: Temperatura ambiente
Seguindo o processo, os tubos foram preparados para a trefilação. Nesta etapa,
foi realizado o apontamento, que consiste na redução de diâmetro externo de uma das
pontas do tubo, necessário para permitir que os tubos sejam inseridos através da fieira
29
de trefilação, a fim de dar início ao processo. Em seguida, os tubos receberam
lubrificação com sabão, com os parâmetros de banho como descrito no Quadro 4.5.
Quadro 4.4 – Parâmetros de tratamento térmico de normalização.
Zona 1
Zona 2
Zona 3
Resfriamento
Temperatura (ºC)
800
880
930
*
Tempo (min)
16
15
15
80
* Resfriamento de 930 ºC até temperatura ambiente.
Decapagem
Enxágüe
Neutralizador
Fosfatização
Enxágüe
Neutralizador
Saponificação
Secagem
Quadro 4.5 – Parâmetros do tratamento químico para saponificação.
Tempo (min)
10
1
1
8
1
1
4
5
Temperatura (ºC)
60
amb. 1
amb.
65
amb.
60
70
85
(1)
4.4
amb.: Temperatura ambiente
TREFILAÇÃO
A trefilação dos tubos foi realizada em uma máquina para trefilação marca
GALIUM, com capacidade para até 400 kN.
Para a obtenção da curva de propriedades em função da redução, foram
efetuadas reduções incrementais de 5 em 5% em relação ao diâmetro inicial, sem
tratamento térmico intermediário entre as etapas. A cada passe, foram retiradas amostras
para ensaios. O Quadro 4.6 traz o diâmetro das fieiras utilizadas que mais se aproximam
para cada redução desejada. Foi utilizada uma velocidade de trefilação de 40 m/min
para ambos os aços.
O valor do ângulo de redução das fieiras é de 16º (α = 8º) e o coeficiente de
atrito entre parede da fieira e tubo para lubrificante a base de sabão, segundo Button
(2005), é de 0,05. Assim, o valor do parâmetro B vale: B = µ cot α = 0,356.
30
O diâmetro externo e a espessura dos tubos antes da trefilação, necessárias para
o cálculo da área inicial, são apresentadas no Quadro 4.7.
Quadro 4.6 – Ferramental usado para trefilação e reduções correspondentes.
SAE 1012
Passe
Redução
Desejada (%)
Fieira Usada
AT-06
Redução
Prevista (%)
Fieira Usada
Redução
Prevista (%)
1
5
32,00
5,0
40,00
5,2
2
10
30,45
9,6
38,00
10,0
3
15
28,45
15,6
36,00
14,7
4
20
27,00
19,9
34,00
19,4
5
25
25,20
25,2
31,75
24,8
6
30
24,00
28,8
29,42
30,3
7
35
22,00
34,7
27,15
35,7
8
40
20,00
40,7
25,40
39,8
9
45
18,47
45,2
24,00
43,1
10
50
17,44
48,2
21,60
48,8
Quadro 4.7 – Dimensões dos tubos antes da trefilação
4.5
SAE 1012
AT-06
Diâmetro Externo medido (mm)
33,58
42,26
Espessura medida (mm)
3,16
2,67
Área inicial (mm²)
301,99
332,08
ENSAIOS REALIZADOS
As amostras para ensaios mecânicos e determinação da composição química
foram retiradas da chapa usada para conformar o tubo, e também após sua formação,
após o tratamento térmico e após a trefilação.
31
Para os ensaios de tração, segundo a norma ASTM A 370, os corpos de prova
foram retirados da seção longitudinal da chapa e do tubo, neste último a 180º da região
soldada. Foram retiradas três amostras para ensaios antes e após o tratamento térmico.
Uma amostra foi ensaiada para os outros casos (chapa e trefilação). Foi utilizada a
máquina de ensaios EMIC DL, com velocidade de ensaio de 20 mm/min, equipada com
extensômetro de comprimento e com capacidade para até 10 kN. Os corpos de prova
(CP) têm suas dimensões conforme mostra a Figura 4.1. No caso dos CP oriundos dos
tubos, deve ser feito um cálculo para a correção da área da seção transversal do corpo de
prova, que é curvo, para uma equivalente seção retangular, conforme norma ASTM
E8M. O alongamento total foi calculado com base de medida igual a 50 mm. O controle
do ensaio é realizado pelo programa TESC, permitindo a obtenção da curva
convencional e exportação dos dados para tratamento dos mesmos.
O ensaio de dureza foi realizado no durômetro marca HECKERT com escala
HRB na região oposto a solda. Para cada ensaio, as duas primeiras medições eram
descartadas, sendo feita uma média das três leituras seguintes.
Figura 4.1 – Dimensões dos corpos de prova para ensaios de tração.
A determinação da composição química das chapas foi realizada em um
espectrômetro de emissão óptica marca SPECTROCAST, regulado para “Aço Baixa
Liga”, realizando-se uma média de três queimas.
32
Para a observação da microestrutura, foi realizado o corte das amostras na ZTA
em seção transversal e embutidas em resina baquelite. Posteriormente, foi realizado o
lixamento, polimento e ataque em Nital 3%. As fotos foram obtidas com auxílio de um
microscópio OLYMPUS BX51M e do software ANALYSIS.
5
RESULTADOS E DISCUSSÕES
Os resultados da análise de composição química dos aços estão dispostos no
Quadro 5.1. Ambos se encontram dentro dos limites especificados, e nota-se que para o
SAE 1012, o carbono e o manganês estão próximos ao limite máximo permitido
segundo a sua classificação, enquanto o AT-06 apresenta o carbono no nível mínimo
especificado. Esses elementos são responsáveis principalmente por elevar a dureza e a
resistência à tração nesses aços, como será visto a seguir.
Quadro 5.1 – Resultados da análise de composição química.
C (%)
Mn (%)
P (%)
S (%)
Si (%)
Cu (%)
Al (%)
SAE 1012
0,150
0,530
0,008
0,007
0,002
0,025
0,050
AT-06
0,190
1,520
0,001
0,003
0,345
0,032
0,039
Nos resultados dos ensaios de tração, apresentados no Quadro 5.2, verifica-se a
evolução das propriedades dos tubos ao longo do seu processamento. Para o caso do
Tubo Formado e Após o Tratamento Térmico, é apresentada a média aritmética dos três
ensaios realizados.
Durante a formação do tubo, ocorre o endurecimento devido ao encruamento do
mesmo, o que leva a um aumento da resistência e diminuição do alongamento. Já após o
tratamento térmico, ocorre a restauração parcial das propriedades que foram alteradas na
formação do tubo. Assim, a energia térmica permite que haja maior mobilidade de
discordâncias, ocorrendo a recristalização dos grãos e homogeneização das
propriedades. Na Figura 5.1 podem ser visualizadas as fotos da microestrutura na região
da solda antes e após o tratamento térmico para o SAE 1012 e na Figura 5.2 para o AT06. É possível observar que houve uma completa homogeneização da ZTA.
33
(a)
(b)
Figura 5.1 – Micrografias da região da ZTA para o SAE 1012: (a) antes e (b) após o tratamento térmico.
Ataque: Nital 3%.
(a)
(b)
Figura 5.2 - Micrografias da região da ZTA para o AT-06: (a) antes e (b) após o tratamento térmico.
Ataque: Nital 3%.
Após o tratamento térmico, foi realizada a trefilação com reduções incrementais,
para obtenção da curva propriedades em função da redução, como exemplificada na
Figura 5.3. Os resultados dos ensaios de tração estão apresentados na Figura 5.4 para o
SAE 1012 e na Figura 5.5 para o AT-06, com as propriedades partindo da condição de
tratamento térmico (redução igual a zero).
34
Quadro 5.2 – Resultados dos ensaios de tração.
Aço
Propriedade
SAE 1012
AT-06
Após
Tubo
Chapa
Formado
Tratamento
Térmico
σe (MPa)
289
420
240
σr (MPa)
422
460
350
A (%)
31
21
39
n
0,148
0,051
0,127
K (MPa)
739
587
531
σe (MPa)
497
520
402
σr (MPa)
600
630
560
A (%)
24
15
28
n
0,101
0,048
0,145
K (MPa)
884
871
931
Quadro 5.3 – Resultados dos ensaios dureza.
Dureza (HRB)
Aço
Chapa
Tubo
Formado
Após
Tratamento
Térmico
SAE 1012
75
78
50
AT-06
82
86
81
35
Tensão de Escoamento (MPa)
Figura 5.3 – Curva típica de encruamento para produtos trefilados. (DIETER, 1988)
600
540 543
500
420 451
400
315
300
361
496
526
502
369
240
200
100
0
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
Redução de Área (%)
Tensão de Resistência (MPa)
Figura 5.4 – Curva da tensão de escoamento em função da redução para SAE 1012.
600
545
480
475
500
560
550
586 595
510
400 435
400
350
300
200
100
0
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
Redução de Área (%)
Figura 5.5 – Curva da tensão de resistência em função da redução para SAE 1012.
39
Alongamento (%)
40
35
34
33
30
30
25
25
25
20
19
15
16
15
11
10
8
5
0
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
Redução de Área (%)
Figura 5.6 – Curva do alongamento em função da redução para SAE 1012.
Tensão de Escoamento (Mpa)
36
1000
900
800
700
600
565
513
570
500
640
648
740
734
749
780
30
35
40
45
825
402
400
300
200
100
0
0
5
10
15
20
25
50
55
Redução de Área (%)
Tensão de Resistência (Mpa)
Figura 5.7 – Curva da tensão de escoamento em função da redução para AT-06.
1000
900
800
647
700
600
686 684
737
770 777
801 809
830
25
35
45
875
560
500
400
300
200
100
0
0
5
10
15
20
30
40
50
55
Redução de Área (%)
Figura 5.8 – Curva da tensão de resistência em função da redução para AT-06.
30
Alongamento (%)
28
25
20
15
14
12
13
10
9
7
7
7
5
6
3
2
0
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
Redução de Área (%)
Figura 5.9 – Curva do alongamento em função da redução para AT-06.
37
A partir dessas curvas, podem-se obter as curvas da tensão de escoamento e de
resistência em função das deformações verdadeiras. Com estas, aplica-se o logaritmo
nas duas variáveis e têm-se as curvas lineares que permitem fazer a obtenção da
equação que prevê a tensão verdadeira em função da deformação verdadeira. Para
maiores detalhes deste procedimento, ver APÊNDICE A. Estas equações são mostradas
abaixo:
SAE 1012:
σ e = 926 .ε 0 , 413 MPa
σ r = 969.ε 0,333 MPa
AT-06:
σ e = 1330 .ε 0,339 MPa
σ r = 1360.ε 0, 262 MPa
Com estas equações, traçaram-se as curvas de escoamento e de resistência para
os dois aços, como mostrado na Figura 5.10. Nota-se que há semelhança entre as curvas
para os dois tipos de aço, com a tendência do limite de escoamento se aproximar do
limite de resistência para grandes deformações, devido ao encruamento do aço pelo
trabalho a frio na trefilação. Nesses casos, onde a tensão de escoamento se aproxima
muito da tensão de resistência do material, é conveniente que seja realizado uma etapa
de recozimento antes de se conduzir a posteriores reduções.
Convém observar que essas equações são aproximações, devido ao fato de se
utilizar a relação de Hollomom, que negligencia a parte elástica da deformação, o que
implica que para uma deformação igual a zero, a tensão também é zero (KUHN e
MEDLIN, 2000).
38
1400
Tensão Verdadeira (Mpa)
1200
D
1000
C
800
B
600
400
A
A - Tensão de escoamento SAE 1012
B - Tensão de resistência SAE 1012
C - Tensão de escoamento AT-06
D - Tensão de resistência AT-06
200
0
0,00
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
Deformação Verdadeira
Figura 5.10 – Curvas de tendência para tensão de escoamento e resistência em função da deformação
verdadeira.
Utilizando-se o desvio padrão calculado em APÊNDICE A para as curvas de
escoamento e limite de resistência, chegam-se aos gráficos apresentado nas Figura 5.11
e 5.6, com as faixas de desvio inferior e superior em relação à curva nominal.
Essas faixas são os limites dentro dos quais se pode estimar a propriedade
mecânica (limite de escoamento e de resistência) para uma dada deformação. Observase que para o AT-06, a faixa de escoamento intercepta a faixa de resistência em uma
deformação de aproximadamente 0,4. Isso pode ser explicado devido ao fato de o AT06 possuir uma curva de encruamento mais acentuada, devido aos valores mais altos de
n e K, que provocam um aumento da resistência com a deformação a frio, e
consequentemente, este aço atinge mais rapidamente o limite de deformação. Outro
fator que contribuiu para isso foi o maior desvio padrão da diferença entre as
propriedades obtidas experimentalmente e a curva de tendência, que aumentou a
“largura” da faixa, tanto para o escoamento quanto para o limite de resistência.
A dureza foi avaliada durante o processo de trefilação e os resultados estão
dispostos na Figura 5.13. Nota-se que a partir do 6º passe (aproximadamente 35 % de
redução), a dureza começa a se estabilizar, devido ao encruamento acentuado que o aço
sofreu.
39
Tensão verdadeira (MPa)
1000
900
800
700
600
500
400
300
Faixa Limite de Escoamento
Faixa Limite de Resistência
200
100
0
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
Deformação verdadeira
Figura 5.11 – Faixa de tensão de escoamento e de resistência em função da deformação verdadeira –
SAE 1012.
Tensão verdadeira (MPa)
1400
1200
1000
800
600
400
Faixa limite de Escoamento
Faixa Limite de Resistência
200
0
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
Deformação verdadeira
Figura 5.12 – Faixa de tensão de escoamento e de resistência em função da deformação verdadeira – AT06.
Este encruamento é verificado também na variação da espessura durante a
trefilação. Como mostra o gráfico da Figura 5.14, até o 6º passe para o SAE 1012 e até
o 7º passe para o AT-06 (entre 35 a 40% de redução), ocorre um aumento da espessura,
devido às tensões compressivas impostas pela fieira. A partir desses pontos, o material
se encontra muito encruado, o que não possibilita que o mesmo se deforme no sentido
de aumentar a espessura, ocorrendo então uma maior deformação no sentido
longitudinal.
40
100
Dureza (HRB)
90
89
87 88
93
91
90
93
93 92
81
80
70
61
60
50
66 68
71
76
75
74
71
93
75
75
50
40
SAE 1012
AT-06
30
20
10
0
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
Redução de Área (%)
Figura 5.13 – Evolução da dureza em função da redução de área.
AT-06
Espessura (mm)
3,5
SAE 1012
3,3
3,16
3,19
3,21
3,17
3,23
3,26
3,23
3,18
3,14
3,1
3,13
3,1
2,95 2,95
2,9
2,86
2,75
2,7
2,67
2,71
2,75
2,91
2,89
2,88
2,8
2,5
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
Redução de Área (%)
Figura 5.14 – Evolução da espessura em função da redução de área.
Para a estimativa dos limites de trefilação segundo os modelos propostos,
obtiveram-se as curvas de escoamento de cada material, juntamente com a tensão ideal
de trefilação, a tensão de trefilação real (levando em conta a eficiência – segundo
Backofen) e também a tensão de trefilação segundo Sachs e Baldwin (levando-se em
conta os parâmetros de atrito e geométricos das ferramentas) (Figura 5.15 e Figura
5.16).
A eficiência para ambos os aços foi estimada em 80%, já que se trata de um
processo de trefilação sem mandril, onde ocorrem maiores perdas por trabalho
redundante (DIETER, 1988).
41
Com estes gráficos, é possível visualizar que para um processo ideal (sem atrito
ou trabalho redundante), a redução máxima permitida é maior que para qualquer uma
das estimativas segundo os modelos propostos.
σ (MPa)
600
500
400
300
200
100
0
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
Tensão escoamento
Tensão real
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
1,1
1,2
ε
Tensão de trefilação ideal
Tensão de trefilação (Sachs e Baldwin)
Figura 5.15 – Curvas de escoamento e trefilação em função da deformação verdadeira – SAE 1012
σ (MPa)
1000
900
800
700
600
500
400
300
200
100
0
0,0
0,1
0,2
Tensão escoamento
Tensão real
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
Tensão de trefilação ideal
1,0
1,1
Tensão de trefilação (Sachs e Baldwin)
1,2
ε
Figura 5.16 – Curvas de escoamento e trefilação em função da deformação verdadeira – AT-06
42
Para achar a máxima redução segundo o modelo de Sachs, e sendo B = 0,356,
numa primeira estimativa, temos para o SAE 1012 que a tensão de escoamento do
material de saída é:
  0,356  
 
r=1-1-
1
0
,
356
(
+
)

 
( 1 / 0 ,356 )
= 0,575
 1 
 = 0,856
1− r 
ε = ln
σ = 531.0,856 0,127 = 521MPa
Sabendo que esta é a máxima tensão admissível para a trefilação, então:
Kε n 531.0,8560,127
σm =
=
= 462MPa
n +1
0,127 + 1
  B.σe  
 
rmáx.=1-1-
σ
m
(
1
+B)

 
( 1 /B)
= 62,7%
Para o AT-06, temos que a tensão máxima na saída é:
σ = 931.0,856 0,145 = 910 MPa
A máxima redução fica então:
Kε n 931.0,856 0,145
=
= 795MPa
σm =
n +1
0,145 + 1
  B.σe  
 
rmáx.=1-1-
σ
m
(
1
+B)

 
( 1 /B)
= 63,4%
43
Já segundo o modelo de Backofen, como temos um coeficiente de encruamento
levemente diferenciado para os aços (0,145 para o AT-06 e 0,127 para o SAE 1012),
estes provocam uma pequena diferença na redução máxima:
r máx . = 1 − e −η ( n +1 )
( SAE1012) rmáx. = 1 − e −0,8(0,127+1) = 60,0%
( AT − 06) rmáx. = 1 − e −0,8( 0,145+1) = 59,4%
E por fim, deve-se calcular a força e a potência desenvolvida no processo para o
caso dessa máxima redução, a fim de verificar se aquelas se encontram dentro da
capacidade da máquina de trefilação. No caso do SAE 1012, aadotando-se o critério de
redução mais conservador, que é de 60%, no limite, quando σ tref = σ e , lançando-se o
valor da máxima deformação verdadeira na equação do escoamento, otemos:
 1 
 1 
 = 0,916
 = ln
1− r 
 1 − 0,60 
ε = ln
σ = 531.0,916 0,127 = 525MPa
a área final é obtida por
Af
= 1 − rmáx
Ao
como Ao vale 302 mm², temos que Af = 121 mm². Logo, a força para trefilação é de:
F = σ . A = 525.121 = 63,5kN
e como a velocidade é de 40m/min (0,667 m/s), a potência vale:
P = v.F = 63525.0,667 = 42,4kW
44
Efetuando-se os mesmos cálculos para o AT-06, chega-se a:
1


 1 
 = 0,901
 = ln 
1− r 
 1 − 0,594 
ε = ln 
σ = 931.0,9010,145 = 917 MPa
Ao = 332 mm², logo Af = 135 mm², então:
F = 917.135 = 123,8kN
e
P = 82,6kW
Estes cálculos são importantes, pois mostram que para uma máquina trefiladora
com capacidade para processar três tubos simultaneamente (como era o caso da
máquina utilizada), a força e potência calculadas se multiplicam também por três,
devendo este fator ser levado em conta durante o planejamento de um produto trefilado.
45
6
CONCLUSÕES
1 – O levantamento das curvas de propriedades mecânicas em função da redução
na trefilação para aços usados na indústria, com as condições e peculiaridades inerentes
aos seus maquinários e condições de processamento, mostrou ser um bom caminho para
a estimativa de propriedades após trefilação.
2 – A comparação dos dois tipos de aço mostrou uma semelhança no que diz
respeito à evolução de propriedades, ou seja, os mesmos seguem padrões de
encruamento previstos na literatura, como o incremento na resistência mecânica e
dureza e redução do alongamento.
3 – Analisado-se os modelos de cálculos de tensões de trefilação pelos dois
modelos, percebeu-se uma diferença no que diz respeito à redução máxima permitida
por cada um. Pelo modelo de Backofen, que leva em conta a eficiência do processo
como um todo, e não somente os parâmetros de atrito constante e geometria utilizados
por Sachs, a redução máxima permitida é menor. Pode-se adotar este modelo quando se
queira um maior fator de segurança nos cálculos dos esforços de trefilação.
4 – As curvas obtidas e suas respectivas equações servirão para estimar os
limites de trefilação sem necessidade de recozimentos intermediários, bem com
selecionar entre os dois qual o mais adequado para cada aplicação.
5 – Como se viu, o processamento dos tubos de aço, desde a sua formação até a
trefilação pode ser otimizado quando os parâmetros de processo são conhecidos e as
variáveis identificadas e qualificadas.
46
7
SUGESTÕES DE TRABALHOS FUTUROS
O desenvolvimento deste trabalho com os dois tipos de aço servirá de base para
que estudos semelhantes para outros aços sejam realizados. Podem-se escolher
fornecedores (usinas fornecedoras de bobinas) diferentes, para que sejam avaliadas as
características intrínsecas de cada uma e suas influências no processamento e nas
propriedades finais do produto.
Outras variáveis podem ser mais bem investigadas, como a questão do atrito, que
aqui neste trabalho foi considerado constante, mas que na prática pode adquirir valores
variáveis, dependendo também das condições de tratamento químico e acabamento das
fieiras. Estas variáveis influenciam diretamente na eficiência do processo e na precisão
dos cálculos dos esforços realizados no processo.
Ainda, sugere-se monitorar o coeficiente de encruamento frequentemente para os
aços estudados, a fim de avaliar eventuais alterações em matérias primas ou no
processamento dos tubos, aprimorando assim o conhecimento acercas das variáveis
envolvidas durante o processo.
E finalmente, pode-se incluir um estudo detalhado das características
microestruturais dos aços como tamanho de grão, distribuição de fases e inclusões,
visando relacionar estas com as propriedades do produto em processo.
47
8
REFERÊNCIAS
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7. ed. American Welding Society, 1980. vol. 3
49
APÊNDICE A – Demonstração da obtenção das equações de tendência para as curvas
de propriedades em função da deformação.
Para obtenção das curvas de tensão verdadeira em função da deformação
verdadeira, aplicam-se as equações mostradas no item 3.2.1.1. Os dados experimentais
para o AT-06 estão apresentados na Tabela A.1, onde a redução de área está baseada
nos valores medidos após cada passe.
Após isso, aplicando-se o logaritmo nas duas variáveis, e fazendo a regressão
linear, obtemos as curvas para o limite de escoamento e de resistência para o AT-06.
(Figura A.1 e Figura A.2)
ln σe verdadeira
7,20
y = 0,339x + 7,193
2
R = 0,96
7,00
6,80
6,60
6,40
6,20
-3,50
-3,00
-2,50
-2,00
-1,50
-1,00
-0,50
6,00
0,00
ln deformação verdadeira
Figura A.1 – Curva de tensão de escoamento em função da deformação verdadeira – AT-06
7,20
ln σr verdadeira
y = 0,262x + 7,215
R2 = 0,96
7,00
6,80
6,60
6,40
6,20
-3,50
-3,00
-2,50
-2,00
-1,50
-1,00
-0,50
6,00
0,00
ln deformação verdadeira
Figura A.2 – Curva de tensão de resistência em função da deformação verdadeira – AT-06
50
A partir das equações lineares, obtêm-se as equações para as curvas de tendência
da tensão verdadeira em função da deformação verdadeira:
σ e = 1330 .ε 0 ,339
σ r = 1360 .ε 0, 262
Tabela A.1 – Dados experimentais e previstos segundo equações obtidas para tensão de escoamento e de
resistência – AT-06.
Redução
Deformação
Verdadeira
σe (MPa)
σe real
(MPa)
0,0%
5,3%
10,6%
15,0%
18,6%
23,3%
27,8%
33,6%
38,2%
43,0%
50,6%
0,000
0,055
0,112
0,162
0,205
0,265
0,326
0,409
0,481
0,563
0,705
402
513
565
570
640
648
740
734
749
780
825
402
551
627
662
772
817
967
1003
1053
1124
1240
Redução
Deformação
Verdadeira
σr (MPa)
σr real
(MPa)
0,0%
5,3%
10,6%
15,0%
18,6%
23,3%
27,8%
33,6%
38,2%
43,0%
50,6%
0,000
0,055
0,112
0,162
0,205
0,265
0,326
0,409
0,481
0,563
0,705
560
647
686
684
737
770
777
801
809
830
875
560
695
762
795
889
971
1015
1095
1138
1196
1315
σe
previsão
(MPa)
402
506
643
729
789
860
922
995
1051
1108
1195
σr
previsão
(MPa)
560
646
778
857
911
974
1027
1090
1137
1184
1255
Diferença
0,0%
-8,2%
2,5%
10,1%
2,2%
5,2%
-4,7%
-0,8%
-0,2%
-1,4%
-3,6%
Diferença
0,0%
7,5%
-2,1%
-7,3%
-2,4%
-0,2%
-1,1%
0,5%
0,1%
1,1%
4,7%
A Figura A.3 traz o gráfico dos pontos obtidos experimentalmente e as
respectivas curvas de tendência. O desvio padrão da diferença entre as duas curvas
(experimental e prevista) permite calcular a faixa de propriedades na qual essas tensões
51
variam. Sendo assim, o desvio padrão médio ficou em 4,95% para o limite de
escoamento e em 3,89% para o limite de resistência.
Tensão Verdadeira (Mpa)
1400
1200
1000
800
600
400
200
0
0,00
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
Deformação Verdadeira
σe Encontrado
Previsão
σr Encontrado
Previsão
Figura A.3 – Curva de tensões em função da deformação verdadeira e respectivas curvas de tendência –
AT-06
Com o mesmo procedimento usado para o aço AT-06, com os dados
apresentados na
Tabela A.2, obteve-se as equações para o SAE 1012:
σ e = 926 .ε 0 , 413
σ r = 969 .ε 0,333
O desvio padrão médio para este aço ficou e 2,89% para o limite de escoamento
e em 2,59% para o limite de resistência.
O gráfico na Figura A.4 apresenta os valores experimentais e a curva obtida a
partir das equações de tendência.
52
Tabela A.2 – Dados experimentais e previstos segundo equações obtidas para tensão de escoamento e de
resistência – SAE 1012
σe
Deformação
σe real
Redução
σe (MPa)
Diferença
previsão
Verdadeira
(MPa)
(MPa)
0,0%
0,000
240
240
240
0,0%
7,4%
0,077
315
338
323
5,1%
13,1%
0,140
361
405
410
-0,8%
16,6%
0,181
369
428
453
-6,3%
22,5%
0,255
420
511
520
-2,4%
28,3%
0,332
451
572
577
-1,6%
34,5%
0,424
496
659
636
2,6%
39,7%
0,506
502
684
682
0,3%
45,9%
0,614
526
743
737
1,3%
51,6%
0,725
540
791
787
0,9%
53,8%
0,771
543
804
806
0,3%
Redução
0,0%
7,4%
13,1%
16,6%
22,5%
28,3%
34,5%
39,7%
45,9%
51,6%
53,8%
Deformação
σr (MPa)
Verdadeira
0,000
0,077
0,140
0,181
0,255
0,332
0,424
0,506
0,614
0,725
0,771
σr real
(MPa)
350
430
488
551
584
647
724
749
791
858
881
350
400
435
475
480
510
545
550
560
586
595
σr
previsão
(MPa)
350
415
502
544
606
659
712
753
801
845
861
Diferença
0,0%
6,8%
0,5%
3,8%
-1,5%
0,3%
3,6%
2,4%
2,0%
4,8%
5,6%
Tensão Verdadeira (Mpa)
1000
900
800
700
600
500
400
300
''
200
100
0
0,00
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
Deformação Verdadeira
σe Encontrado
Previsão
σr Encontrado
Previsão
Figura A.4 – Curva de tensões em função da deformação verdadeira e respectivas curvas de tendência –
SAE 1012