CONAMET/SAM – SIMPOSIO MATERIA 2002
ESTUDO DO COMPORTAMENTO AO CISALHAMENTO NA ESTAMPAGEM
DE AÇOS PARA FINS ELÉTRICOS – PARTE 1: CARACTERIZAÇÃO
MECÂNICA
M. A. Magella 1 , R. V. B. D. Torre 2 e I. Kühn 3
Universidade Federal de Santa Catarina, Departamento de Engenharia Mecânica, Florianópolis, Santa
Catarina, Brasil 1,3
EMBRACO – Empresa Brasileira de Compressores S. A.2
e-mail: [email protected], [email protected], [email protected]
RESUMO
As lâminas para fabricação de núcleos de motores e transformadores são produzidas principalmente a partir
de aço elétrico de grão não orientado dos tipos semi e totalmente processados. Apresentando características
distintas, o comportamento desses aços na estampagem é bastante diferenciado, o que é verificado no desgaste
das ferramentas e conseqüentemente na formação da rebarba. A puncionabilidade, uma das mais importantes
características físicas dos aços elétricos está relacionada com a razão elástica (razão limite de
escoamento/limite de resistência). Através de ensaios de tração e de estampagem, este trabalho mostra que
fatores como os elementos de liga dos aços e o tamanho de grão são tão importantes quanto a razão elástica na
avaliação da puncionabilidade.
Palavras-chave: aço elétrico, puncionabilidade, razão elástica, tamanho de grão.
1. INTRODUÇÃO
Os núcleos de motores e de transformadores são
fabricados com materiais magneticamente moles.
Nestes, os valores de permeabilidade magnética
inicial e máxima são grandes, enquanto que os
valores da força coerciva são pequenos. São,
portanto,
materiais
susceptíveis
tanto
de
magnetização como de desmagnetização e são pouco
afetados pela histerese.
As características magnéticas dos materiais
magneticamente moles dependem do grau de pureza
da composição química e da distorção da estrutura
cristalina [1]. Quanto menor for o teor de impurezas,
maiores são os valores de permeabilidade magnética
e menores são os valores da força coerciva, bem
como menores são as perdas causadas pela histerese.
Efeito similar exerce a distorção no reticulado
cristalino, que deve ser evitada tanto quando da
fabricação do material quanto durante a sua
utilização.
Os aços elétricos são um os materiais magnéticos
moles de maior utilização. Dentre as classes
existentes, destacam-se os chamados aços de grão
não-orientado (para uso em motores) dos tipos semi
e totalmente processados. Os primeiros têm suas
propriedades magnéticas (perdas e permeabilidade)
desenvolvidas no fabricante de motores. O
desenvolvimento dessas propriedades se dá com o
tratamento térmico de recozimento, que proporciona
considerável crescimento de grão, redução do teor de
carbono,
alívio
de
tensões
internas
e
desenvolvimento de textura apropriada - <100>.
Esses aços são submetidos a uma pequena redução
de espessura (passe de encruamento) da ordem se 3 a
8%, o que favorece a recristalização e posterior
crescimento de grão durante o recozimento. Os aços
do tipo totalmente processados já têm suas
características magnéticas finais desenvolvidas nas
siderúrgicas.
O núcleo de motores é fabricado a partir da
justaposição de lâminas de aço, sendo a estampagem
o processo tradicional de confecção destas lâminas.
Considerada
uma
das
mais
importantes
características físicas dos aços elétricos, a
puncionabilidade está relacionada com a razão
elástica (razão limite de escoamento/limite de
resistência), que para muitos autores é o primeiro e o
principal critério de avaliação desses materiais [2]. A
puncionabilidade dos aços elétricos é uma
combinação de propriedades que respondem com
uma maior vida útil das ferramentas de corte e uma
formação mínima de rebarba.
A razão elástica então, é o principal requisito para
que o aço utilizado na confecção dos motores
apresente um bom desempenho na operação de
puncionamento. Valores superiores a 85% de razão
elástica são considerados desejáveis [3].
A evolução da operação de estampagem leva ao
desgaste das ferramentas de corte (punção e matriz) e
conseqüentemente ao aumento da altura da rebarba.
Existe um valor pré-estabelecido de altura de rebarba
que determina o momento de reparo ou mesmo de
substituição das ferramentas de corte. A esse valor
de altura da rebarba está associado um número de
golpes entre afiações, que se torna o principal
parâmetro de desempenho das ferramentas. A
formação da rebarba é afetada por vários fatores,
podendo ser citados [4]:
ao aumento da dureza do aço. Estes efeitos estão
relacionados ao endurecimento por solução sólida
decorrente da dissolução do Si na matriz ferrítica [5,
6]. Este elemento é um forte estabilizador da fase-α.
Devido a sua afinidade pelo oxigênio, tende a reduzir
o óxido de ferro através de reações como a abaixo
representada
2 FeO + Si → 2 Fe + SiO2
A sílica leva ao aumento da resistividade do aço, o
que permite diminuir as perdas causadas pelas
correntes de Foucault.
Devido ao seu efeito alfagênio, o silício induz a
dissolução do carboneto de ferro, precipitado que
leva a uma considerável redução das características
magnéticas.
O silício contribui também para o crescimento de
grão, o que, por sua vez, melhora as propriedades
magnéticas.
- propriedades mecânicas do aço (limite de
escoamento e de resistência, que determinam a razão
elástica (σe/σr);
- a folga punção/matriz;
- a rigidez da prensa; e,
- o estado de afiação das ferramentas.
Embora os aços elétricos ao silício sejam
essencialmente ferríticos e possuam tamanho de grão
grande, não se verifica nestes o efeito de gume
postiço de corte, comumente presente nos aços de
muito baixo teor de carbono [7]. Este desejável
efeito está acompanhado pelo aumento do desgaste
do ferramental devido a maior abrasividade causada
quando da adição de silício.
Devido às particularidades quanto à composição
química, forma de obtenção ou ainda o processo de
conformação a que são submetidos os aços, o
comportamento destes (tanto semi como totalmente
processados) nas operações de estampagem pode ser
analisado considerando a ação de pelo menos três
mecanismos de endurecimento: endurecimento por
solução sólida, encruamento e refino de grão.
O fósforo (P), similarmente ao silício, leva ao
aumento da resistência mecânica e a redução da
dutilidade. Estes efeitos são conseqüência (i) do
endurecimento por solução sólida e (ii) da presença
de precipitados.
Este trabalho (Parte 1) objetiva quantificar os fatores
de maior influência sobre a puncionabilidade de dois
aços elétricos comerciais, um semi processado e o
outro totalmente processado, ambos de larga
utilização pelos fabricantes de motores elétricos.
A solubilidade do P no Fe-α é de apenas 0,0015%
(em peso) a temperatura ambiente [8]. Devido à
diferença apreciável de composição entre as curvas
líquidus e sólidus no diagrama de fases Fe-P,
verifica-se a segregação de fósforo durante a
solidificação
[9],
resultando
em
estrutura
heterogênea com regiões ricas deste elemento,
bastante espalhadas entre si.
2.
EFEITO
DOS
LIGA/IMPUREZAS E
GRÃO
DE
DE
Além disto, tem sido verificada a presença de
precipitados de Fe3 P [10, 11] na forma de partículas
muito finas e incoerentes.
Dentre os elementos de liga e/ou impurezas
presentes nos aços elétricos, destacam-se, dada sua
influência, silício e fósforo.
A presença de fósforo também minimiza o efeito de
gume postiço de corte, ou seja, o desgaste adesivo.
ELEMENTOS
DO TAMANHO
O silício (Si) leva ao aumento de resistência
mecânica e redução de dutilidade, e, em decorrência,
O tamanho de grão possui um efeito significativo
sobre a tensão de escoamento [12] uma vez que, em
baixas temperaturas, os contornos de grão atuam
como barreira ao movimento das discordâncias.
3. PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL
Os materiais utilizados neste experimento foram
chapas de 0,5 mm de espessura dos aços de grão
não-orientado totalmente processado, identificado
como TP, e semi processado, identificado como SP,
procedentes de duas siderúrgicas brasileiras.
Para avaliar o efeito da presença de elementos de
liga bem como das características microestruturais
sobre a puncionabilidade, procedeu-se
4. RESULTADOS E DISCUSSÕES
A Tabela I apresenta o resultado da análise do
tamanho de grão ASTM para as amostras estudadas e
os equivalentes diâmetros médios e grãos por
polegada quadrada quando de uma ampliação de 100
vezes. As Figuras 1 e 2 apresentam as
microestruturas dos aços em análise.
Tabela I – Tamanho de grão ASTM.
Material
N° ASTM
TP
SP
3~4
8
Diâmetro médio
Grãos por
(mm)
polegada quadrada
0,127 ~ 0,090
0,0224
4~8
128
(a) a caracterização das matérias-primas quanto à
composição química, tamanho de grão e
propriedades mecânicas obtidas do ensaio de tração;
(b) a caracterização microestrutural (microscopia
óptica) após preparação metalográfica segundo o
procedimento padrão de lixamento, polimento e
ataque químico. Os reagentes utilizados foram o de
Vilela e nital 4% para os aços TP e SP,
respectivamente;
(c) ao ensaio de estampabilidade. Para a realização
deste ensaio foi confeccionado um dispositivo que,
acoplado a máquina de tração MTS 810-T, permitia
que o pino superior, quando em compressão,
movesse o punção contra o corpo de prova (Figura
1). As folgas entre punção e matriz foram as mesmas
que as utilizadas industrialmente na confecção de
estatores de motores elétricos pela Embraco. Este
ensaio foi realizado em amostras com dimensões de
150 x 122,5 x 0,5 mm, tendo sido confeccionados
três corpos de prova para cada um dos materiais
ensaiados.
Figura 1 – Microestrutura do aço elétrico de grão
não orientado totalmente processado. Aumento:
100x. Reagente: nital.
A análise química quantitativa dos materiais foi
realizada pela técnica de espectrofotometria de
plasma.
O tamanho de grão foi determinado pelo método
comparativo. Para tal mediu-se o diâmetro médio dos
grãos e a quantidade de grãos por área [12],
utilizando-se uma ampliação 100 vezes, em um
microscópio Olympus modelo Vanox.
Para o ensaio de tração foram confeccionados três
corpos de prova para cada aço, segundo a norma
NBR 6152 (antiga MB-4) para chapa fina, através de
uma máquina de corte a laser. O equipamento
utilizado na execução desse ensaio foi uma máquina
MTS 810-T.
Figura 2 – Microestrutura do aço elétrico de grão
não orientado semi processado. Aumento: 100x.
Reagente: nital.
O resultado da análise química está apresentado na
Tabela II e na Tabela III o resultado do ensaio de
tração. As curvas obtidas neste ensaio encontram-se
nas Figuras 3 e 4.
Tabela II – Resultado da análise química
Composição química (%)
Material
C
Si
S
P
TP
0,008
1,95
0,005
0,02
SP
0,032
0,011
0,002
0,02
Já o aço SP, embora seja um aço comum de
baixíssimo teor de carbono, apresentou elevada
tensão de escoamento (devido ao seu grau de
encruamento e pequeno tamanho de grão) e
relativamente elevada tensão de resistência (como
resultado de seu pequeno tamanho de grão). A carga
máxima foi alcançada após apenas 6,78% de
deformação e a deformação total até a ruptura foi de
apenas 26,32%.
Conforme pode ser observado, quanto menor é o
valor da razão elástica (σe / σr ) maior é deformação
total até a ruptura.
Figura 3 – Curva tensão x deformação resultante do
ensaio de tração do aço elétrico TP.
Figura 4 – Curva tensão x deformação resultante do
ensaio de tração do aço elétrico SP.
Tabela III – Propriedades mecânicas
Propriedade/
material
TP
SP
σe (MPa)
274
298
σr (MPa)
417
323
ε pico (%)
20,79
6,78
ε total (%)
31,52
26,32
σe / σr
0,66
0,92
Um diagrama força x deslocamento do punção
obtido quando da estampagem do aço TP é
apresentado na Figura 5. De acordo com o proposto
por Johnson e Slater (apud [13]), a partir das
observações de Chang e Swift (idem), pode-se
observar que os fenômenos que ocorreram durante o
processo de estampagem podem ser associados a
cinco etapas distintas, a saber:
Figura 5 - Diagrama genérico força do punção x
deslocamento do punção: 1 - estágio elástico, 2 estágio elastoplástico, 3 - estágio elastoplástico no
qual ocorre cisalhamento, 4 - início e propagação de
trincas que levam a ruptura final, e 5 – tensões
residuais.
1a. etapa – a chapa de aço deforma-se elasticamente;
O aço TP, apesar do elevado tamanho de grão e da
quase ausência de carbono, apresentou tensão de
escoamento de 274 MPa e tensão de resistência de
417 MPa em decorrência do efeito do silício em
solução sólida. Este efeito fica ainda evidenciado na
quantidade de deformação sofrida pelo material após
o estriccionamento.
2a. etapa – inicia-se a deformação plástica. O
material escoa ao longo dos eixos de corte na direção
de penetração do punção e também no interior da
folga entre o punção e a matriz. O escoamento do
material leva ao encruamento, o que resulta em um
aumento da força de corte até um valor máximo de
carga. De acordo com [14], até este momento não
ocorre redução de seção nem cisalhamento.
3a. etapa – inicia-se o cisalhamento, uma vez que o
material não consegue mais escoar. Como
decorrência, há uma redução na seção transversal e a
força de corte diminui apesar do aumento do
encruamento do material;
4a. etapa – inicia-se a fratura após excedida a tensão
de cisalhamento de material. A força de corte
decresce rapidamente durante esta fase;
⇒ a presença de um passe de encruamento da ordem
de 3 a 8% no aço SP e assim a sua menor
deformação na etapa 2;
5a. etapa – embora o corte tenha terminado, as
tensões radiais entre o punção e a chapa bem como
entre o produto e a matriz induzem a um componente
de força residual.
⇒ a presença de ferrita de menor dutilidade
(fragilizada pelo silício) e assim menor deformação
por cisalhamento no aço TP. Note-se que o efeito de
fragilização da ferrita pelo silício (aço TP) se
sobrepôs ao efeito de refino de grão (aço SP).
Comparando-se o comportamento dos aços elétricos
TP e SP (Figura 6) pode-se observar que:
5. CONCLUSÕES
Os resultados das análises efetuadas permitem
concluir que:
• A maior tensão de escoamento do aço SP (298
MPa) relativamente ao aço TP (274 MPa) deve-se ao
seu grau de encruamento; os valores de tensão de
resistência mostram que o efeito do silício (417 MPa
para o aço TP) se sobrepõe ao efeito de tamanho de
grão (323 Mpa para o aço SP);
(a)
• Devido ao encruamento, o aço SP apresentou
pouca deformação antes do estriccionamento (6,78
%);
• O valor da razão elástica (σe / σr ) mostrou-se
inversamente proporcional a deformação total até a
ruptura;
(b)
Figura 6 – Curvas força do punção x deslocamento
do punção para os aços elétricos (a) TP e (b) SP.
• o deslocamento total do punção até a ruptura foi
praticamente o mesmo;
• a força máxima de ruptura foi de aproximadamente
1300 Kgf para o aço SP, enquanto que para o aço TP
foi de 1700 Kgf;
• as declividades das curvas correspondentes as
etapas 1 e 2, indicam que o aço TP sofreu maior
deformação por encruamento que o aço SP; este,
todavia, apresentou maior deformação quando em
cisalhamento (região 3).
Esse comportamento pode ser relacionado a:
⇒ menor resistência mecânica do aço SP, logo
menor força de corte;
• Comparando os resultados do ensaio de
puncionabilidade dos aços elétricos, pode-se dizer
que
⇒ o deslocamento total do punção até a ruptura foi
praticamente o mesmo;
⇒ a força máxima de ruptura foi menor para o aço
U450;
⇒ as curvas força do punção x deslocamento do
punção indicam que o aço TP sofreu maior
deformação por encruamento que o aço SP; este,
todavia, apresentou maior deformação quando em
cisalhamento.
Estes resultados foram atribuídos à composição
química e a microestrutura destes materiais;
• Embora os resultados do ensaio de
puncionabilidade não sejam conclusivos, pode-se
inferir que a presença de silício no aço TP leve a um
maior desgaste das ferramentas de estampagem.
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