PROGRAMA DE PÓS PRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA Sávio Sade Tayer Estudo da Influência do Lubrificante na Estampagem de Aço Eletrogalvanizado Orientador: Prof. Dr. Frederico Ozanan Neves. São João del-Rei, dezembro de 2011 i Sávio Sade Tayer Estudo da Influência do Lubrificante na Estampagem de Aço Eletrogalvanizado Dissertação apresentada ao Curso de Mestrado da Universidade Federal de São João del-Rei, como requisito para a obtenção do título de Mestre em Engenharia Mecânica Área de Concentração: Materiais e processos de Fabricação Orientador: Prof. Dr. Frederico Ozanan Neves Coorientador: Prof. Dr. São João del Rei, dezembro de 2011 ii FICHA CATALOGRÁFICA ELABORADA PELA BIBLIOTECA L387a Tayer, Sávio Sade Estudo da Influência do Lubrificante na Estampagem de Aço Eletrogalvanizado / Sávio Sade Tayer: São João del Rei – UFSJ / Departamento de Engenharia Mecânica, 2011. Orientador: Prof. Dr. Frederico Ozanan Neves, Dissertação - Universidade Federal de São João del Rei / DEMEC / PPMEC, 2011. 1. Conformação de materiais. 2. Processos de Fabricação – Dissertação. I. Neves, Frederico Ozanan. II. Universidade Federal de São João del Rei, DEMEC, Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica. III. Título. Título em Inglês: Study of Influence of Lubricant in Stamping Eletrogalvanized Steel. Palavras-chave em Inglês: Residual Stress, Interstitial Free Steel, Indentation, Surface Roughness, Stamping. Área de concentração: Concentração: Materiais e processos de Fabricação. Titulação: Mestrado Banca examinadora: Frederico Ozanan Neves, Fernando Cesar Gentile, Alysson Helton Santos Bueno. Data da defesa: 22 de dezembro de 2011 Programa de Pós-Graduação: Engenharia Mecânica iii PROGRAMA DE PÓS PRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA Estudo da Influência do Lubrificante na Estampagem de Aço Eletrogalvanizado Autor: Sávio Sade Tayer Orientador: Prof. Dr. Frederico Ozanan Neves Coorientador: Prof. Dr. iv DEDICATÓRIA Dedico este trabalho a DEUS principio e fim de todas as coisas, aos meus pais Habib e Judith, a minha filha Isabella por serem essenciais em minha vida. E minha namora Elaine pelo incondicional apoio. v AGRADECIMENTOS A Deus por me dar as bênçãos e a oportunidade de fazer e concluir esta importante etapa de minha vida. Agradeço a todos que contribuíram de forma direta para realização deste trabalho Ao Prof. Dr. Frederico Ozanan Neves, pela orientação, pelos ensinamentos, pela paciência, por acreditar na realização do trabalho e principalmente por me dar a oportunidade de engajar no programa de mestrado PPMEC/UFSJ. Aos Profs. Lincoln Brandão, Durval Uchoa e Alysson Bueno pelas importantes contribuições a elaboração desta pesquisa. Á coordenação de Aperfeiçoamento de Pessoal de Nível Superior (CAPES), pela bolsa que me foi concedida. Aos amigos e companheiros de jornada Diogo, Francianne, Alessandra, Carlos Henrique, Robson, Ana Paula, Elifas e Weverson que sempre estiveram comigo e pelo incentivos a mim dado. Aos técnicos Camilo, Francisco, Emílio, Tiago, Willian e Luiz pela enorme contribuição na confecção e ensaios dos corpos de prova. A empresa FIAT Automóveis por ceder a matéria prima utilizada nos ensaios e seu laboratório para tomadas de medidas. A todos os professores docentes do PPMEC/UFSJ pelos ensinamentos, incentivo, amizade e sugestões. Agradeço a todos que contribuíram de forma indireta, sendo presentes neste tempo e complementando minha formação profissional, espiritual e humana. A minha família Pai e Mãe pelo apoio incondicional. A minha filha Isabella, pelo apoio e companheirismo. A minha namorada Elaine, por estar sempre ao meu lado. vi Epigrafe A DEUS, Senhor da criação, que nos deu seu filho, Jesus, o Cristo, “Para que todo o que nele crê não pereça, mas tenha vida eterna”, pois “O homem não pode receber coisa alguma se do céu não lhe for dada” BÍBLIA: João - 3:16 e 3:27 vii RESUMO TAYER, S.S. (2011). Estudo da Influência do Lubrificante na Estampagem de Aço Eletrogalvanizado. Dissertação (Mestrado) – Universidade Federal de São João del Rei, São João del Rei, 2011. As Tensões Residuais estão presentes em todos os processos de conformação mecânica. Estas tensões surgem depois de cessados todos os esforços necessários á fabricação e extintos os gradientes de temperatura. Nos produtos de Estampagem, muitas falhas ocorrem não pelo nível de carregamento de serviço, mas da combinação das tensões que frequentemente sugem durante as operações de fabricação. Este trabalho teve por objetivo investigar a influência de diversos óleos utilizados como lubrificantes na estampagem. Corpos de prova de aço eletrogalvanizado IF (Intersticial Free), foram confeccionados reproduzindo parte da carroceria do Fiat Pálio. Os resultados obtidos para cada lubrificante foram comparados para avaliar qual o melhor fluído para este processo. Foram avaliados cinco lubrificantes: óleo mineral industrial próprio para estampagem e quatro óleos vegetais, a saber: óleo de milho, canola, girassol e soja. Tensões residuais foram avaliadas através da técnica da difração de raios X e por ensaios de ultra micro indentação. A rugosidade superficial Ra e Rz do produto foi medida. A resistência á corrosão foi avaliada através de curvas de polarização e de potencial VS tempo. A resistência das cargas de estampagem foi medidas para cada lubrificante utilizado. As medidas efetuadas através do difrator de raios X, ultra micro indentador, rugosímetro, atuador hidráulico MTS e testes de corrosão demonstraram que os maiores esforços de dobramento, resultantes no processo de estampagem, exibiram um efeito significativo na geração das tensões residuais. Isto ocasionou maior comprometimento na sobre vida média útil das peças. Em relação ao óleo lubrificante utilizado, os resultados mostraram que não existe um fluido ideal que atenda a todos os requisitos envolvidos. Devese optar por um fluido lubrificante que, em um contexto geral, minimize os efeitos específicos de cada processo industrial. Palavras chave: Tensão Residual, Aço Eletrogalvanizado, Indentação, Rugosidade Superficial, Estampagem. viii ABSTRACT TAYER, S.S. (2011). Study of Influence of Lubricant in Stamping Eletrogalvanized Steel. Thesis (Master of Science) – Federal University of São João del Rei, São João del Rei, 2011. Residual stresses are present in all mechanical shaping processes. These tensions appear after ended all manufacturing inherent efforts and temperature gradients extinction. In deep drawing products, many failures occur not due to the service load level, but due to the combination of these tensions that often appear during manufacturing operations. This work aimed to investigate the influence of several oils used as lubricants in deep drawing processes. Eletrogalvanized steel IF (Interstitial Free) test specimen were made reproducing part of Fiat Palio´s body in White. The obtained results for each lubricant were compared in order to evaluate which one is the best fluid for this process. Five lubricants were evaluated: deep drawing suitable industrial mineral oil and four vegetal oils: corn oil, canola oil, sunflower oil and soya oil. Residual stresses were evaluated through the X-ray diffraction technique and ultra micro indentation test. The Ra and Rz product superficial roughness was measured. The corrosion resistance was evaluated through the polarization and potential versus time curves. The deep drawing load resistance was measured for each used lubricant. The measurements made by the X-ray diffractor, ultra micro indenter, rugosimeter, MTS hydraulic actuator and corrosion tests showed that the biggest folding efforts, resulting from the deep drawing process, exhibited a significant effect on the residual tensions generation. This has led to a greater commitment on the average part lifetime. Relating to the used lubricant oil, the results shown that there is no ideal fluid that fulfill all involved requirements. The choice should be made considering, in a general context, a fluid that minimizes the effects of each specific industrial process.. Keywords: Residual Stress, Interstitial Free Steel, Indentation, Surface Roughness, Stamping. ix LISTA DE ILUSTRAÇÕES Figura 2. 1 – Esquema de uma ferramenta de corte, (CHIAVERINI, 1983) ............................ 6 Figura 2. 2 – Esquemas de um estampam de corte, (CHIAVERINI, 1983) ............................. 6 Figura 2. 3 – Determinação da linha neutra de uma chapa submetida a um dobramento preliminar, (CHIAVERINI, 1983) .......................................................................................... 7 Figura 2. 4 – Desenho esquemático de uma matriz simples para estampagem profunda, (MANUAL SCHULER, 1969) ............................................................................................... 9 Figura 2. 5 – Surgimento de fissuras a quente na fundição de uma barra metálica (LIPSON, 1963). .................................................................................................................................. 19 Figura 2. 6 – Tensões residuais de compressão geradas no processo de Jateamento por Granalha, (CALLE, 2003) .................................................................................................... 21 Figura 2. 7 – Relação entre as dimensões dos extensômetros e as dimensões do furo, (RODACOSKI, 1997). ......................................................................................................... 24 Figura 2. 8 – Princípio do Método de Remoção de Camadas, (LU, 1996). ............................ 26 Figura 2. 9 – Espalhamento escrito pela Lei de Bragg, (PREVEY, 1986). ............................ 28 Figura 2. 10 – Modelo do estado plano de tensões. (PREVEY, 1986). .................................. 29 Figura 2. 11 – Comparação entre a geometria PSI e ÔMEGA, (MACHERAUCH, 1995). .... 31 Figura 2. 12 – Processo de Indentação em um sólido, (SULTÉRIO, 2005). .......................... 32 Figura 2. 13 – Representação esquemática de acúmulo de material (piling- up), e de afastamento de material (sink-in), em torno de um indentador (SULTÉRIO, 2003). ............. 35 Figura 2. 14 – Representação esquemática da característica de relação tensão-deformação para cada curva carga-deslocamento de indentação para alguns materiais idealizados (SULTÉRIO, 2005) ................................................................................................................................... 36 Figura 2. 15 – Método da Indentação para determinação da curva carga e profundidade. ...... 37 Figura 2. 16 – Comportamento da dureza perante a variação da tensão residual (SURESH e GIANNAKOPOULOS, 1998). ............................................................................................. 38 Figura 2. 17 – Arranjo das direções preferenciais de magnetização de domínios num material policristsalino, (LU, 1996). .................................................................................................. 41 Figura 2. 18 – Esquema da barreira lubrificante isolando a superfície da ferramenta da superfície da chapa metálica, (KEELER, 2001). ................................................................... 44 Figura 2. 19 – Corrosão como o inverso do processo metalúrgico, (PIMENTA, 2011). ........ 47 Figura 2. 20 – Potencial anódico e catódico e curva anódica e catódica, (PIMENTA 2011). . 49 Figura 2. 21 – Exemplos de corrosão cosmética e perfurante, (MARQUES, 2008). .............. 50 x Figura 2. 22 – Recobrimento formado por uma camada externa de Zn e várias camadas de liga Fe-Zn, (AMERICAN GALVANIZERS ASSOCIATION, 2005) .......................................... 52 Figura 2. 23 – Rugosidade média Ra .................................................................................... 54 Figura 2. 24 – Rugosidade média Rz .................................................................................... 54 Figura 3. 1 – Ferramenta para estampagem tipo macho e fêmea ........................................... 56 Figura 3. 2 – Ferramenta de estampagem para a confecção dos corpos de prova ................... 58 Figura 3. 3 – Ilustração do corpo de prova (blank) ................................................................ 60 Figura 3.4 – Estampagem dos corpos de prova na prensa Conemag ...................................... 61 Figura 3. 5 – Corpo de prova após o processo de conformação ............................................. 61 Figura 3. 6 – Ângulos em estudo das amostras ..................................................................... 62 Figura 3. 7 – Difrator de Raios X - Lab X – XRD – 6000 Shimadzu .................................... 62 Figura 3. 8 – Ultra Micro Durômetro DUH-211S ................................................................. 64 Figura 3. 9 – Amostras para análise de indentação................................................................ 65 Figura 3. 10 – Impressão deixada pelo indentador na posição B1 e B2 ................................. 66 Figura 3. 11 – Micro impressão deixada no ângulo C1 ......................................................... 66 Figura 3. 12 – Rugosímetro Surftest SJ-400 Mitutoyo .......................................................... 69 Figura 3. 13 – Tomada de medida através do rugosímetro .................................................... 71 Figura 3. 14 – Prensa atuador hidráulico e célula de cargas para tomada de força ................. 72 Figura 3. 15 – Célula eletroquímica de 3 eletrodos montada para traçar a curva catódica do aço IF em solução naturalmente aerada de 3,5% de NaCl. .................................................... 75 Figura 3. 16 – Corpos de prova em ensaio de Potencial x Tempo em solução de 3,5% de NaCl, naturalmente aerada. .................................................................................................. 76 Figura 4.1 – Efeitos dos esforços uniformes e não uniformes sobre a estrutura cristalina compressivo e trativo. .......................................................................................................... 78 Figura 4.2 – Difratograma da amostra do blank pelo método DRX....................................... 79 Figura 4.3 – Difratograma da amostra H pelo método DRX ................................................. 79 Figura 4.5 – Valores da força vs deslocamento com o lubrificante Tirroil............................. 94 Figura 4.6 – Medidas da carga de estampagem para todos os óleos lubrificantes .................. 96 Figura 4.7 – Curvas de Polarização anódicas e catódicas do aço eletrogalvanizado IF em solução de 3,5% de NaCl, naturalmente aerada. ................................................................... 97 Figura 4.8 – Diagrama E x pH do Zn/H2O, Pourbaix. Fonte - Atlas of Electrochemical Equilibria in Aqueous Solutions .......................................................................................... 99 Figura 4.9 – Curvas de potencial de corrosão x tempo na solução de 3,5% de NaCl, naturalmente aerada. .......................................................................................................... 102 xi Figura 4.10 – Diagrama E x pH do Fe/H2O, Pourbaix, (ATLAS OF ELECTROCHEMICAL IN AQUEOUS SOLUTIONS) ........................................................................................... 102 Figura 4.11 – Processo de Corrosão do Zn (A) após 1000 horas e corrosão do Fe (B) após 1400 horas ......................................................................................................................... 103 xii LISTA DE TABELAS Tabela 2.1 - Mecanismos de geração de tensões residuais em diferentes processos de fabricação e beneficiamento (SULTERIO, 2005). ................................................................ 22 Tabela 2.2 - comparativa entre as principais técnicas de medição de tensões residuais, (LU, 1996). .................................................................................................................................. 42 Tabela 3.1 - Parâmetros dos óleos utilizados como lubrificantes ........................................... 56 Tabela 3.4 – Composição Química do Aço IF ...................................................................... 60 Tabela 5 - Fatores de controle adotados para os experimentos indentação. ........................... 65 Tabela 6 - Fatores de controle adotados para os experimentos de rugosidade Ra e Rz. ......... 70 Tabela 7 - Medidas das distâncias intrerplanares do blank e amostra H ................................ 77 Tabela 8- Anova de Medidas de microindentação Vickers .................................................... 80 Tabela 9 - Somatório das medidas de microindentação para cada tipo de óleo estudado ....... 81 Tabela 10 - Contraste entre óleos utilizados na lubrificação.................................................. 82 Tabela 11 - Contraste ente A (óleos) x C (ângulos) .............................................................. 84 Tabela 12 - ANOVA do parâmetro de rugosidade máxima Ra .............................................. 85 Tabela 13 - Medidas de rugosidade Ra ................................................................................. 86 Tabela 15 - Interação entre óleos (A) e ângulos (C) ............................................................. 88 Tabela 16 - Contraste entre as variáveis posição(B) e ângulos (C) parta rugosidade ............. 89 Tabela 17 - ANOVA do parâmetro de rugosidade máxima Rz .............................................. 89 Tabela 18- Medidas de rugosidade Rz .................................................................................. 90 Tabela 19 - Contraste entre os óleos ..................................................................................... 90 Tabela 20 - Contraste entre as Interações óleos (A) com ângulos (C).................................... 91 Tabela 21 - Contraste entre as variáveis posições (B) com ângulos (C) para rugosidade Rz .. 93 Tabela 22 – Carga (N) exercida pelo punção na estampagem ............................................... 95 Tabela 23 - ANOVA para força de estampagem ................................................................... 95 Tabela 24 - Potenciais de corrosão, equilíbrio H/H+, equilíbrio Zn/Zn2+ para as amotras, conformadas com diferentes óleos de lubrificação, na condição naturalmente aerada da solução de 3,5% de NaCl. .................................................................................................... 98 Tabela 25 - Potencial de corrosão e densidade de corrente anódica medida a 50mV e 100 mV acima do potencial de corrosão........................................................................................... 100 xiii LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS A Óleos utilizados no processo de lubrificação a1 Óleo Tirroil Stamp a2 Óleo de Soja a3 Óleo de Canola a4 Óleo de Girassol a5 Óleo de Milho B Posição dos ângulos B1 Posição do ângulo externo B2 Posição do ângulo interno BH Aço Bake Harding c Comprimento da Chapa [mm] C Ângulo [º] C1 Ângulo da amostra1 [º] C2 Ângulo da amostra 2 [º] d Distância interplanar do Cristal [µm] D Diâmetro médio do extensômetro [mm] D0 Diâmetro do Furo [mm] d1 e d 2 Diagonais das pirâmides [µm] df Variação da deflexão pela retirada de camadas Dp Aço Dupla Face DRX Difrator de Raios X e Espessura da Chapa [mm] F Força de Prensagem [N] f Deflexão fei, fe Deflexão inicial e final HV Dureza Vickers IF Aço intersticial free – aço livre de intersticiais IF NR Aço intersticial free – aço livre de intersticiais, sem revestimento IF-Ni Aço intersticial free- aço livre de intersticiais estabilizado ao Nióbio IF-Ti Aço intersticial free – aço livre de intersticiais, estabilizado ao titânio K Constante Acustoelástica LE Limite de escoamento [MPA] xiv n Ordem de Difração p Perímetro da Chapa [mm] Pres. Carga residual de indetação [kgf ] psi Ângulo da direção do vetor de deformação [ k ] Q Esforço de Corte ou Cisalhamento [kgf] r Raio [°] Ra Rugosidade média [µm] Rm Coeficiente de Anisotropia Normal [r] Rz Rugosidade máxima [µm] v Velocidade de propagação do espécime tracionado [mm/s] v0 Velocidade de Propagação do Espécime isento de Tensões [mm/s] Yi Perfil da linha de rugosidade [µm] z Profundidade Final [µm] k Óleo i Número dos ângulos interno [1, 2] α Constante característica do indentador e do material j Ângulo externo da amostra [º] ε Deformação εθ, εr Deformações residuais circunferencial e radial medida no extensômetro εθi Deformação circunferencial medida na superfície ultima do anel θ Ângulo de Bragg [º] λ Comprimento de onda dos raios x [A] π pi [ 3,1416 ] σ Resistência ao Cisalhamento do Material [kgf/mm] σ Tensão atuante [MPa] σ1 Tensões principais de deformação [MPa] σ2 Tensões principais de deformação [MPa] σr Tensão residual do material ensaiado [MPa] σz Tensão normal [N/mm²] σθ, σr Tensão residual nas direções circunferencial e radial [MPa] τi Ângulo interno da amostra [º] υ Coeficiente de Poisson Ψ Ângulo [º] xv SUMÁRIO DEDICATÓRIA ................................................................................................................... iv AGRADECIMENTOS........................................................................................................... v RESUMO ............................................................................................................................ vii ABSTRACT ................................................................................................................................... viii LISTA DE ILUSTRAÇÕES ............................................................................................................. ix LISTA DE TABELAS ..................................................................................................................... xii LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS ...................................................................................... xiii SUMÁRIO .......................................................................................................................................xv 1. 2. INTRODUÇÃO ......................................................................................................................... 1 1.1. Objetivo ............................................................................................................................. 3 1.2. Justificativa ........................................................................................................................ 3 1.3. Estrutura do trabalho........................................................................................................... 3 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ................................................................................................... 5 2.1. Processo de Conformação de Estampagem .......................................................................... 5 2.1.1. Corte de Chapas .......................................................................................................... 5 2.1.2. Matriz Para Corte ........................................................................................................ 5 2.1.3. Dobramento de Chapas ............................................................................................... 7 2.1.4. Estampagem Profunda ................................................................................................ 9 2.1.5. Desenvolvimento de um Elemento para Estampagem Profunda ..................................10 2.1.6. Reestampagem ...........................................................................................................10 2.1.7. Defeitos na Estampagem Profunda .............................................................................10 2.1.8. Propriedades dos Produtos Estampados ......................................................................12 2.2. Tensões Residuais .............................................................................................................12 2.2.1. Tensões Residuais e sua geração ................................................................................12 2.2.2. Métodos para determinação das Tensões Residuais ....................................................16 2.2.3. Processos e Mecanismos Geradores de Tensão Residual.............................................16 2.3. Principais Técnicas de Medição de Tensões Residuais .......................................................23 2.3.1. Técnica do Furo Cego ou Hole Drilling ......................................................................24 2.3.2. Técnica de Seccionamento .........................................................................................25 2.3.3. Técnica da Remoção de Camadas ou da Deflexão ......................................................26 2.3.4. Técnica de Difração de Raios X .................................................................................27 2.3.5. Técnica de Indentação ................................................................................................32 2.3.6. Técnica da Difração de Nêutrons ................................................................................38 2.3.7. Técnica de Ultra-Som ................................................................................................39 xvi 2.3.8. Técnica Barkhausen ...................................................................................................40 2.3.9. Tabela Comparativa das Técnicas de Medição de Tensões Residuais ..........................41 2.4. 2.4.1. Lubrificação Hidrodinâmica .......................................................................................45 2.4.2. Lubrificação Limite ...................................................................................................45 2.4.3. Lubrificação Extrema Pressão (EP) ...........................................................................46 2.5. Corrosão Localizada ..........................................................................................................46 2.5.1. Polarização ................................................................................................................48 2.5.2. Curvas de Polarização ................................................................................................48 2.5.3. Tipos de corrosão em carrocerias de automóveis ........................................................50 2.5.4. Levantamento de curvas potencial pelo tempo ............................................................50 2.5.5. Aços Revestidos de Zinco ..........................................................................................51 2.5.6. Aços galvanizados na indústria automotiva ................................................................51 2.6. 3. Lubrificantes e Lubrificação ..............................................................................................43 RUGOSIDADES Ra e RZ .................................................................................................53 2.6.1. Rugosidade Ra ...........................................................................................................53 2.6.2. Rugosidade Rz ...........................................................................................................54 MATERIAIS E MÉTODOS ......................................................................................................55 3.1. Introdução .........................................................................................................................55 3.2. Confecção da Ferramenta de Estampagem .........................................................................56 3.3. Confecção dos Corpos de prova .........................................................................................58 3.4. Ensaios de Difração de Raios X .........................................................................................62 3.4.1. 3.5. Procedimento Experimental para o Corpo de Prova ....................................................63 Ensaios de micro indentação ..............................................................................................63 3.5.1. Parâmetros constantes ................................................................................................63 3.5.2. Variáveis de Controle.................................................................................................65 3.5.3. Variável de Resposta ..................................................................................................66 3.5.4. Planejamento Estatístico ............................................................................................67 3.6. Medidas de Rugosidade Ra e Rz ........................................................................................69 3.6.1. Parâmetros Constantes ...............................................................................................69 3.6.2. Variáveis de Controle.................................................................................................70 3.6.3. Variáveis de Resposta ................................................................................................70 3.6.4. Planejamento Estatístico ............................................................................................71 3.7. MEDIÇÕES da carga de estampagem ................................................................................71 3.7.1. Planejamento Experimental ........................................................................................72 3.7.2. Variáveis de Controle.................................................................................................72 3.7.3. Variáveis de resposta .................................................................................................73 xvii 3.7.4. 3.8. 4. Planejamento Estatístico ............................................................................................73 Análises de Corrosão Localizada .......................................................................................73 3.8.1. Curva de Polarização Potenciostática .........................................................................74 3.8.2. Curvas de potencial pelo tempo ..................................................................................75 ANÁLISE DOS RESULTADOS ...............................................................................................77 4.1. Experimentos de Difração de Raios X ................................................................................77 4.2. Resultados de MicroIndentação .........................................................................................80 4.3. Experimentos Tomados para Medidas de Rugosidade Ra e Rz. ..........................................85 4.3.1. Rugosidade Ra ...........................................................................................................85 4.3.2. Rugosidade RZ ..........................................................................................................89 4.4. Resultados da carga de estampagem ...................................................................................94 4.4.1. 4.5. Análise da carga do Punção ........................................................................................94 Resultados para Análise da Corrosão .................................................................................96 4.5.1. Curvas de Polarização ................................................................................................96 5. CONCLUSÃO ........................................................................................................................ 104 6. SUGESTÃO PARA TRABALHOS FUTUROS. ..................................................................... 107 7. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ..................................................................................... 108 1 1. INTRODUÇÃO Diferentes qualidades de chapas metálicas são oferecidas no mercado. Citam-se, por exemplo: as chapas IF (Intersticial Free), BH (Bake Harding), aços dupla fase (Dp), aços martensíticos, aços austeníticos, etc. Cada uma destas qualidades possui especificações e aplicações típicas. Através dos ensaios mecânicos muitas das propriedades de interesse podem ser obtidas, auxiliando as empresas na definição das especificações necessárias para um determinado produto e para seu processo de fabricação. Com a globalização, os fabricantes de produtos estampados estão se defrontando com um mercado consumidor cada vez mais exigente, buscando qualidade e preço. Mais do que nunca as indústrias de matéria prima para estampagem e as indústrias de fabricação de produtos estampados estão se preocupando em investir para reduzir ao máximo o custo de produção e para melhorar a qualidade do produto. O processo de fabricação depende de um profundo conhecimento da qualidade de sua matéria prima, visto que é a primeira condição de otimização para os processos. Estampagem é um conjunto de operações de conformação a frio, realizadas na região plástica de deformação dos materiais, caracterizada pela imposição de uma deformação permanente de uma chapa, com o objetivo de produzir peças com determinadas formas. Durante o processo de conformação mecânica de estampagem, várias tensões são induzidas na peça, o que pode comprometer sua qualidade mecânica. Estas tensões podem desaparecer após o processo de conformação e ou através de tratamentos térmicos. Há tensões que permanecem na peça sem que estejam agindo quaisquer forças externas. Estas tensões são denominadas tensões residuais. Para análise de tais tensões na estampagem de chapas metálicas usadas na indústria automobilística é de fundamental importância conhecer o processo de geração das tensões e seu efeito no processo. Com a finalidade de monitorar a confiabilidade operacional de estruturas e componentes mecânicos, as medidas de tensões residuais são hoje largamente utilizadas principalmente em situações de elevada complexibilidade. Muitas falhas estruturais ou de componentes mecânicos ocorrem não apenas pelo elevado nível de solicitação em serviço, mas da 2 combinação dessas tensões que frequentemente se formam durante as operações de fabricação, tais como: fundição, laminação, soldagem, forjamento, estampagem dentre outras. Por outro lado, a conformação a frio exige a presença de lubrificação com o propósito de reduzir o atrito envolvido e o desgaste de ferramentas. Entretanto, este elemento é, via de regra, agressivo ao homem e a natureza. Recentemente, tem-se dado atenção à substituição de lubrificantes de base mineral por lubrificantes de base renovável (WILLING, 2001; WAGNER e LUETJERTNG, 2001). Os estudos tem se concentrado nos efeitos deste tipo de lubrificante (base renovável) sobre a natureza e sobre o ser humano, tendo ficado bem estabelecido o benefício advindo da sua aplicação. Além de serem oriundos de fontes renováveis, tais lubrificantes são biodegradáveis, com um tempo de degradação curto. Contudo, um estudo da eficiência de tais lubrificantes nos processos de fabricação, no sentido de redução dos esforços e qualidade do produto no que tange a sua integridade superficial, livre de defeitos e tensões residuais não foi ainda realizado. O objetivo deste trabalho foi observar a influência de cinco diferentes lubrificantes no processo de estampagem através de: a) Medição da tensão residual pelo difrator de raios X. b) Análise por ensaio de microindentação, c) Análise da rugosidade Ra e Rz, d) Análise da carga de estampagem, e) Análise da corrosão localizada. Para desenvolver esta temática, foi estabelecido um cronograma de trabalho. Foi adquirida na Empresa Fiat Automóveis em Betim Minas Gerais as chapas metálicas para a confecção dos corpos de prova. Estas chapas são as utilizadas pela empresa para a fabricação da carroceria dos automóveis. Foi desenvolvida também uma ferramenta tipo macho e fêmea para estampar uma parte da carroceria do automóvel em dimensões reais. Foi escolhida a ponta da carroceria uma vez que, nesta região, existem várias dobras nas quais existe a geração tensões devido ao processo de estampagem. Os resultados dos testes experimentais foram tratados estatisticamente. 3 1.1. Objetivo O objetivo deste trabalho foi reproduzir pelo processo de conformação mecânica de estampagem uma parte da carroceria de um automóvel no qual se verificou as tensões residuais existentes em confronto com o tipo de óleo utilizado na lubrificação no processo bem como seus efeitos sobre o mesmo. A matéria prima denominada blank é a chapa oriunda do processo de laminação que foi usada para a confecção dos corpos de prova e é a mesma utilizada na carroceria dos automóveis. O estudo procurou dar ênfase a uma situação mais crítica na qual pode ocorrer a maior concentração de tensão residual. Desta forma, através das medidas do difrator de raios X e ensaio de ultra micro indentação buscou-se detectar o surgimento de tensões residuais para cada lubrificante utilizado. Para cada fluido de lubrificação utilizado no trabalho, foram analisados também seus efeitos sobre a rugosidade (Ra e Rz), a carga de estampagem e resistência á corrosão. Os resultados obtidos foram comparados para verificar qual a melhor condição de processo. 1.2. Justificativa Um dos problemas encontrados na estampagem de chapas na indústria automobilística é a concentração de tensões que causam as distorções, perda de estabilidade dimensional, e imperfeição do material, podendo levar a ruptura precoce por fadiga que ocorre através de trincas que se iniciam e se propagam a partir da superfície da peça. Neste sentido, minorar as tensões residuais contribui para reduzir a probabilidade de falha do produto. A investigação da geração de tais tensões com variação de lubrificantes é um processo interessante e fundamental porque visa a melhoria da qualidade das peças estampadas. O que garante uma maior vida útil vindo ao encontro com o anseio da indústria em produzir peças confiáveis e reduzir custos de substituição. 1.3. Estrutura do trabalho Este trabalho foi estruturado e formatado seguindo as diretrizes para apresentação de dissertações do Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica da Universidade 4 Federal de São João Del-Rei, PPMEC-UFSJ, procurando produzi-lo de forma a proporcionar uma leitura objetiva e concisa. Para tanto este documento é composto pelas seguintes partes: Capítulo 1: Introdução onde se apresenta um breve contexto sobre o processo de estampagem, além de serem apresentados os objetivos, a justificativa e a estrutura desse trabalho. Capítulo 2: Apresentar a revisão da literatura abordada, necessária para um melhor entendimento do assunto estudado. Neste capítulo são abordados os temas relacionados ao processo de conformação de estampagem, corte e dobramento, determinação das tensões residuais, os métodos para determinar e medir tais tensões, o processo de lubrificação, a rugosidade RA e Rz, a tomada da carga de estampagem, a corrosão, dentre outros. Capítulo 3: Apresentar uma descrição detalhada dos equipamentos, materiais e procedimentos usados. Capítulo 4: Apresentar as análises e discussões dos resultados obtidos. Capítulo 5: Neste capítulo estão sintetizadas as considerações extraídas dos resultados e análises dos resultados. Capítulo 6: Composto por sugestões para trabalhos futuros. 5 2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 2.1. Processo de Conformação de Estampagem A estampagem é um processo de conformação mecânica realizado, geralmente, a frio, que compreende um conjunto de operações pelas quais uma chapa plana é submetida a transformações de modo a adquirir uma nova forma geométrica. A deformação plástica é levada a efeito com o emprego de prensas de estampagem, com o auxilio de dispositivos especiais chamados estampos ou matrizes (CHIAVERINI, 1983). 0 Basicamente, a estampagem compreende as seguintes operações: a) corte b) dobramento e encurvamento c) estampagem profunda. Enquanto as duas primeiras são normalmente realizadas a frio (abaixo da temperatura de recristalização do material da peça), a estampagem profunda pode eventualmente ser realizada a quente, de acordo com as necessidades técnicas. No caso mais simples, uma única deformação pode ser suficiente, entretanto, dependendo da profundidade de deformação desejada, pode ser necessária a aplicação de duas ou mais operações de estampagem. 2.1.1. Corte de Chapas Por Chiaverini (1983), o processo corresponde a obtenção de formas geométricas determinadas, a partir de chapas, submetidas a ação de uma ferramenta ou punção de corte, aplicada por intermédio de uma prensa que exerce pressão sobre a chapa apoiada numa matriz. No instante em que o punção penetra na matriz, o esforço de compressão converte-se em esforço de cisalhamento e ocorre o desprendimento brusco de um pedaço de chapa. 2.1.2. Matriz Para Corte As Figuras 2.1 e 2.2 abaixo mostram os principais componentes de uma matriz de corte relativamente simples. 6 Figura 2. 1 – Esquema de uma ferramenta de corte, (CHIAVERINI, 1983) Figura 2. 2 – Esquemas de um estampam de corte, (CHIAVERINI, 1983) O punção deve apresentar seção conforme o contorno desejado da peça a extrair da chapa, do mesmo modo, a cavidade da matriz. É muito importante o estabelecimento do valor da folga entre o punção e a matriz. Essa folga depende da espessura da chapa a ser cortada. Q p e σ c onde: Q = esforço de corte ou de cisalhamento, (kgf); P = perímetro da Figura, (mm); E = espessura da chapa, (mm); σc = resistência ao cisalhamento do material, (kgf/mm2) (Eq. 2.1) 7 2.1.3. Dobramento de Chapas O dobramento é descrito como a deformação do material através do ombro da matriz e no nariz do punção, que possuem raios de curvatura determinados, quando o material está sendo empurrado pelo punção para dentro da cavidade da matriz. O ângulo de dobramento tem que ser maior na operação de conformação do que o determinado para a peça conformada, devido à recuperação elástica. As ferramentas para conformar o alumínio, o latão, o cobre e o aço de baixo carbono necessitam de raios menores do que os aços mais duros com teor de médios e baixos teores de carbono. Toda vez que se deve obter um elemento dobrado, segundo um perfil determinado, é necessário conhecer-se em primeiro lugar o seu desenvolvimento linear ou as dimensões exatas da chapa a partir da qual vai ser produzido o elemento dobrado. Com esse objetivo, procede-se inicialmente a determinação da linha neutra do elemento dobrado, ou seja, a linha da secção transversal cuja fibra correspondente não foi submetida a nenhum esforço, quer de tração ou de compressão e que, em consequência não sofreu qualquer deformação. A determinação da linha neutra é feita por um cálculo extremamente simples conforme a Figura 2.3 abaixo. Figura 2. 3 – Determinação da linha neutra de uma chapa submetida a um dobramento preliminar. (CHIAVERINI, 1983) 8 Seu comprimento é C e sua espessura S, dobrada a tira, mede-se os comprimentos A e B e o raio R. Admitindo que o valor X corresponde à distância da linha neutra, tem-se a Equação 2.2. X 2 C-A-B R (Eq. 2.2) Onde: C = comprimento (mm), A e B = comprimentos da tira dobrada (mm), R = raio (º). Em vista dos resultados práticos obtidos, concluiu-se que a linha neutra está geralmente situada na metade da secção quando a espessura da chapa é, no máximo, de um milímetro. Em espessuras superiores, admite-se que a linha neutra se situe a 1/3 aproximadamente da curva interna. Se a chapa dobrada apresenta curvaturas, admite-se que, em cada caso, a linha neutra se localize em direção a curva interna. Para a operação de encurvamento, seguem em linhas gerais, os mesmos princípios e conceitos explicados na operação de dobramento. As ferramentas de dobramento são denominadas estampos de dobramento. Estes estampos compõem-se de uma parte superior (macho) e uma inferior (fêmea). As máquinas de conformação podem nesse caso ser prensas excêntricas ou prensas viradeiras. Durante a operação de dobramento, deve-se evitar que a chapa sofra um alongamento excessivo, o que provocaria uma variação em sua espessura. Para que isso não ocorra, é necessário um controle rigoroso das ferramentas e uma regulagem exata no curso da prensa. Segundo Rossi, (1979) para o dobramento deve-se levar em conta o raio de curvatura utilizado para a peça e a elasticidade do material. Deve-se ainda, evitar os cantos vivos, sendo, portanto necessário fixar os raios externos de curvatura, afim de que não ocorra ruptura durante o dobramento. O raio de curvatura deve ser entre uma e duas vezes a espessura da chapa para materiais moles, e de três a quatro vezes para materiais duros. O dobramento pode ser conseguido em uma ou mais operações, com uma ou mais peças por vez, de forma progressiva ou em operações individuais. 9 2.1.4. Estampagem Profunda Segundo o Manual Schuler (1968), estampagem profunda é o processo no qual as chapas metálicas são conformadas na forma de copo, ou seja, um objeto oco. As aplicações mais comuns correspondem a fabricação de cápsulas, carrocerias, pára-lamas de automóveis, estojos, tubos, etc. A estampagem profunda produz, pois, objetos ocos, a partir de chapas planas sem geralmente modificar a espessura destas e realizando-se a deformação em uma ou mais fases. Segundo Ferrarrini, (2004), a estampagem profunda é a manufatura de um produto a partir de um blank de chapa (material sem estampar), que venha apresentar um formato desejado, sem defeitos ou falhas. O formato final do produto após o processo de estampagem é definido pelo ferramental e parâmetros do processo. A Figura 2.4, ilustra uma matriz simples para estampagem profunda. O disco a estampar, na posição inicial, foi introduzido sob a peça de retenção G. O punção A é fixado no porta punção B e o conjunto é fixado na parte móvel ou cabeçote da prensa. Durante a deformação, o punção A, ao penetrar na matriz C, molda o objeto. Durante a penetração, o mancal D é comprimido, acompanhando a deformação da chapa e comprime, ao mesmo tempo, a mola E. O mancal D impede uma deformação irregular da chapa e o disco de retenção G garante um embutimento sem rugosidade. Ao terminar a operação, o punção A retrocede e o mancal D livre, sob a ação da mola E, sobe e expulsa o objeto conformado. A matriz C como se vê, vai fixada na base F, que, por sua vez, é presa na mesa da prensa. Figura 2. 4 – Desenho esquemático de uma matriz simples para estampagem profunda, (MANUAL SCHULER, 1969) 10 2.1.5. Desenvolvimento de um Elemento para Estampagem Profunda Como no caso do dobramento de chapas, é necessário, a partir de um determinado desenho de peça a ser estampada, conhecer o disco de chapa original. Em outras palavras, é preciso determinar as dimensões da chapa que será o ponto de partida para o objeto estampado, utilizando a menor quantidade possível de material. O método a ser exposto, resultados de experiências sucessivas, é relativamente simples, porém presta-se somente para objetos ocos com forma geométrica regular ou com secção circular. Para objetos mais irregulares, recomenda-se um recurso prático que consiste em cortar aproximadamente a placa e realizar a estampagem. Examina-se a seguir o contorno do objeto obtido para verificar-se se falta material ou se há material em excesso. Em seguida, corta-se uma nova chapa, com o desenvolvimento corrigido, e procede-se a nova estampagem profunda. E assim em seguida até a obtenção do objeto sem excesso ou falta de material. (MANUAL SCHULER, 1969). 2.1.6. Reestampagem Quando a profundidade do embutimento é maior que o diâmetro da peça, e são necessárias várias operações sucessivas para obtê-la pode utilizar a reestampagem. A redução teórica máxima que se obtém numa única operação de estampagem é cerca de 50% e, mesmo nas condições mais favoráveis não ultrapassa a 60%. Assim, é praticamente impossível obterse uma única operação de estampagem profunda em um objeto oco com altura muito maior do que o diâmetro. (MANUAL SCHULER, 1969). 2.1.7. Defeitos na Estampagem Profunda Segundo Manual Schuler (1968), os principais defeitos encontrados em peças embutidas, originam-se basicamente de defeitos preexistentes na chapa, de defeitos no projeto e construção da ferramenta e de defeitos na conservação da ferramenta. Os principais defeitos em peças embutidas, suas definições e suas causas são as seguintes. a) Pregas (gretas transversais no corpo). Origem inclusões na chapa na laminação, 11 b) Furos alongados ou gretas: poros finos na chapa ou corpos estranhos duros que penetram durante a estampagem no interior dela. Deve-se cuidar da limpeza dos locais de armazenamento da chapa, c) Diferenças de espessura da chapa: abas da largura irregular formam-se gretas entre as regiões da aba de diferentes espessuras ou cilindros desgastados. Exigir produto laminado com tolerâncias dimensionais estreitas, d) Desprendimento do fundo: o punção de embutir atua como punção de corte, o raio de curvatura é muito pequeno no punção e na aresta embutida. Introduzir mais uma etapa de embutimento ou escolher uma chapa de maior capacidade de embutimento, e) Trincas no fundo depois de se ter conseguido quase todo o corpo: variação de espessura da chapa ou folga de embutimento entre o punção e a matriz muito estreita. Revisar a espessura da chapa, eventualmente alargar o orifício de embutimento e, e em peças de formato retangular, limpar sempre a aresta da ferramenta, f) Forma abaulada: folga de embutimento demasiadamente larga. Algumas vezes o problema é eliminado com o aumento da pressão de sujeição, deve-se trocar a matriz ou o punção, g) Estrias de embutimento: desgaste da ferramenta e da matriz oxidada- tratamento superficial para endurecimento das arestas da matriz, melhorar pó processo de decapagem, melhorar as condições de lubrificação, empregar eventualmente películas de embutir, h) Relevos unilaterais nas rupturas do fundo: posição excêntrica do punção com relação à matriz de embutimento. Soltar a sujeição da ferramenta e centrar a matriz corretamente com relação ao punção, i) Formação de pregas e trincas a aba: folga de embutimento muito larga ou arredondamento muito grande das arestas de embutimento. Deve trocar a matriz, 12 j) Ampolas no Fundo: e às vezes abaulamento do fundo, má aeração - melhorar a saída do ar, com frequência é melhorado se a distribuição do lubrificante for mais uniforme. 2.1.8. Propriedades dos Produtos Estampados Como o processo de estampagem é realizado a frio, na região de conformação plástica do material da peça, ocorre uma elevação da resistência mecânica durante a deformação (encruamento). Nessa região, a peça apresentará então uma resistência mecânica maior do que a chapa inicial (comumente no estado recozido). Como para efeito de cálculo da resistência da peça, toma-se normalmente como base a resistência do material da chapa, o projeto da peça é realizado a favor da segurança. Convêm destacar que é muito comum na concepção de peças grandes a utilização de perfis, conformados de chapas; - nervuras - ou rebaixos na própria peça para aumentar a rigidez. O controle das propriedades mecânicas das peças estampadas não é um procedimento rotineiro. O mais habitual é o controle de defeitos para verificação de qualidade, item abordado anteriormente. 2.2. Tensões Residuais 2.2.1. Tensões Residuais e sua geração De acordo com Almen e Black (1963), de uma forma simples e geral, entende-se por residuais as tensões existentes em um corpo sem que nele estejam agindo quaisquer forças externas. As tensões residuais são elásticas e se superpõe as cargas de serviços, podendo ser benéficas ou deletérias às estruturas e ou equipamentos, dependendo de sua magnitude, sinal e distribuição. Tensões residuais são aquelas que permanecem no componente mesmo depois de cessadas as forças externas anteriormente aplicadas sobre ele. Este estado de tensões é autoequilibrante e, portanto, a resultante das forças e de momentos que as tensões residuais produzem é zero. Qualquer perturbação como remoção de material, aplicação de carregamentos térmicos e mecânicos alteram o seu estado e causam a sua redistribuição de modo que as tensões se equilibrem novamente. De acordo com Bianch et al (2000), estas tensões, dependem da empregabilidade do produto e do tipo de tensão residual de que o mesmo está sujeito. Logo há dois tipos de 13 tensões residuais. As tensões residuais trativas e as compressivas. As tensões trativas devem ser evitadas em peças submetidas a esforços mecânicos cíclicos devido ao fato de por sua natureza facilitarem a propagação e a nucleação de trincas, levando a falhas por fadiga mecânica. No entanto, as tensões compressivas são benéficas uma vez que elas tendem a interromper a propagação de trincas existentes no material. As tensões residuais são comumente classificadas em três tipos principais: a) Tensões residuais do tipo 1: também chamadas de macroscópicas ou macrotensões residuais, e se estendem ao longo do componente por vários grãos cristalinos. As macro-tensões residuais são provenientes de condições ou fontes mecânicas, térmicas ou químicas que afetam volume considerável do material estendendo-se por área comparável às dimensões da peça. Tais tensões estão em equilíbrio para um corpo como um todo e têm sua origem em deformações plásticas macroscópicas. (GRANT, 2002). b) Tensões residuais do tipo 2: comumente chamadas de tensões micro estruturais, estão presentes em um grão ou numa parte deste, estando equilibradas em alguns grãos vizinhos e tendo sua origem em deformações plásticas microscópicas. c) Tensões residuais do tipo 3: chamadas de tensões micro localizadas, estendemse por pequenas distâncias interatômicas , dentro de uma pequena porção de um grão, estando também equilibradas em uma pequena parte do grão e tendo sua origem em defeitos cristalinos, particularmente discordâncias. As tensões residuais do tipo 2 e 3 são consideradas micro tensões, que não podem ser evitadas em materiais policristalinos, e são mais importantes para o estudo do comportamento micro estrutural. Para avaliação de projetos mecânicos e estruturais, as tensões do tipo 1, macroscópicas, são de fundamental importância e devem ser determinadas através de métodos confiáveis de medidas. O efeito dessas macro-tensões residuais do tipo 1 pode ser tanto benéfico, quanto prejudicial, dependendo do sentido, da intensidade e da distribuição das tensões residuais em relação as tensões aplicadas pelo carregamento de serviço. (WANG, 1981). Segundo Wagner e Luetjertng (1981), tensões residuais trativas podem ser deletérias, uma vez que estas tensões ao somarem-se às tensões trativas aplicadas no componente 14 auxiliam a iniciação e o crescimento de trincas de fadiga, enquanto que as tensões residuais compressivas, ao se oporem a direção de carregamento trativo, reduzem o nível de tensão aplicada e inibem a iniciação e a propagação de trincas. Zamrik e Pangborn (1988), Vierick et al (1991), dizem que a natureza benéfica ou deletéria das tensões residuais parece estar relacionada a três fatores: a) ao tipo de material, ou seja, se ele encrua ou amolece durante deformação plástica cíclica. b) ao perfil de tensões residuais introduzidos durante o processamento termomecânico e a redistribuição destas tensões residuais que ocorrem durante deformação cíclica. c) ao tipo de carregamento que o material será submetido durante sua utilização. De acordo com Gurova, Teodósio e Rebello (1996), dentre esses fatores a redistribuição de tensões residuais que ocorre durante deformação plástica cíclica é um fenômeno importante, uma vez que pode converter tensões residuais compressivas, pré-existentes no material, em tensões residuais trativas. As tensões residuais microscópicas podem ser induzidas por tratamento térmico, como resultado de mudanças de volume produzidas por transformação de fase, reações de precipitação ou por deformações térmicas ocorridas devido a diferença entre os coeficientes de expansão térmica existentes, por exemplo, entre uma partícula não metálica e, a matriz metálica, durante o resfriamento. Em processos de soldagem, a diferença no tempo de contração entre as camadas superficiais e as internas do componente também podem levar a tensões residuais. Tensões residuais macroscópicas podem ser introduzidas nos componentes durante fabricação e como resultado da deformação plástica durante a utilização do equipamento. Estas tensões residuais de natureza macroscópica são de mais longo alcance, que as tensões residuais microscópicas, podendo ser introduzidas através de tensões de contração originadas, por exemplo, da fundição ou lingotamento e por processos mecânicos de fabricação como laminação, extrusão, soldagem, jateamento por partículas etc. 15 Em geral, todo componente mecânico tende a apresentar tensões residuais de origem microscópica, derivadas de seu processamento para alteração das qualidades micro estruturais e características mecânicas. Além destas, tensões residuais macroscópicas estarão também presentes devido aos processos de fabricação, necessários à conformação do material à sua forma final. As tensões residuais do tipo 1 são particularmente importantes em engenharia para análise estrutural em componentes, uma vez que podem comprometer ou aumentar a vida útil de um equipamento. Estas se apresentam como um perfil de tensões, trativo compressivo ou compressivo trativo, com extensão comparável às dimensões do componente analisado. A maior parte das trincas de fadiga inicia-se na superfície ou em regiões subssuperficiais. De fato, a superfície é a região do componente que geralmente suporta a maior carga aplicada durante operação, estando muitas vezes sujeita às condições ambientais adversas e podendo até mesmo conter defeitos e tensões residuais provenientes do processo de fabricação, e de montagem e operação. Portanto, o reforço e a melhoria das propriedades superficiais de um componente são de extrema importância para sua vida útil. Concluindo, processos mecânicos ou tratamentos térmicos que produzam o aparecimento de tensões residuais compressivas na superfície de componentes mecânicos são bastante empregados em elementos vitais de projeto, sujeitos a condições difíceis de trabalho, visando inibir a propagação e iniciação de trincas de fadiga e reforçar a resistência à fadiga, a resistência à corrosão sobtensão e a resistência à fadiga intragranular. De acordo com Hoffmann et al (2002) apud Martins (2005), outro exemplo típico de tensão residual é o da distorção que aparece após a têmpera de uma peça de aço, ao qual é removida por retificação. Isto agrega a cada ano enormes custos de fabricação. Estudos feitos por Lu (1996), Hauk (1997), Grant (2002) e Boag, Flaman e Herring (2002), vêm mostrando que as distorções de tensões encontram suas causas não só nos procedimentos de têmpera, mas em todo o processo produtivo do componente. Estas tensões representam um risco (em potencial) de distorção, pois quando liberadas por processos termomecânicos, durante as próximas etapas do processo de manufatura, levam a mudança de forma e dimensão do componente. Este potencial de distorção, não só representado pelas tensões residuais, mas também pela microestrutura, distribuição de inclusões, textura, 16 geometria, apenas citando os principais fatores, é modificado e transferido durante as etapas de fabricação. Na prática, não existe corpo livre de tensões residuais. Devido a sua importância, o controle e a medida das tensões residuais em componentes e estruturas mecânicas é continuamente alvo de intensivos estudos (MICRO MEASUREMENTS, 1993; LU, 1996; HAUCK 1997; GRANT, 2002). 2.2.2. Métodos para determinação das Tensões Residuais Segundo Lu (1996) e Hauk (1997), atualmente, existem muitos métodos para a medida e determinação das tensões residuais. Alguns são baseados na medida da deformação aliviada, devido a remoção localizada de material (métodos destrutivos). Outros são baseados na interação entre o campo de tensões residuais e as propriedades físicas do material (métodos não destrutivos). É necessária a análise de parâmetros importantes para a medição das tensões, tais como o tipo de tensão residual, a geometria e a região da parte a ser analisado, o ambiente onde a medida será realizada, o tipo de intervenção, o tempo de análise e o custo da medição e dos equipamentos necessários. De acordo com Withers (2001), Rodacoski (1997) e Boettger (1998), existem dois tipos de ensaios para determinar as tensões residuais, os ensaios destrutivos e não destrutivos. 2.2.3. Processos e Mecanismos Geradores de Tensão Residual Sob o ponto de vista de Fernandes (2002), “as tensões residuais aparecem como uma resposta elástica do material a uma distribuição não homogênea de deformações não elásticas, tais como deformações plásticas, precipitações, transformação de fase, deformação devido à expansão térmica, entre outros”. Alguns dos principais processos de fabricação geradores de tensões residuais estão apresentados a seguir. a) Soldagem De acordo com Ferreira e Fernandes (2003), a contração no resfriamento de regiões diferentemente aquecidas durante a operação de soldagem normalmente representa a principal fonte de tensões residuais no processo de soldagem. O processo é realizado em temperaturas nas quais o módulo de elasticidade e a resistência ao escoamento do metal torna-se muito pequeno, facilitando o escoamento do metal que tende a se expandir com as altas 17 temperaturas. Quando ocorre o resfriamento, o material recupera a sua rigidez sobre temperaturas ainda altas e sobre condições heterogêneas de temperatura, impedindo que a contração ocorra igual e livremente em todas as regiões. As tensões geradas podem ser da ordem do limite de escoamento do metal. No caso de um passe de solda, o material que resfria anteriormente também impede o novo material depositado de se contrair, produzindo neste, tensões residuais trativas. Para o caso da geração de tensões devido à transformação de fases na soldagem, as tensões surgem porque a transformação de fases da austenita para ferrita, bainita, perlita ou martensita, ocorre com aumento de volume (FERNANDES, 2002). Desta forma, o material da zona fundida e da zona termicamente afetada que sofre transformação de fase tende a se expandir e a sua expansão será impedida pela parte fria e não transformada do metal. A magnitude das tensões residuais no cordão de solda está intimamente relacionada com o grau de restrição que a estrutura mecânica oferece. Esta restrição geralmente é total na direção longitudinal dos cordões de solda. b) Tratamentos Térmicos e Termoquímicos de Endurecimento Superficial Dentre os tratamentos térmicos de endurecimento superficial destacam-se o processo de têmpera e os processos termoquímicos de carbonetação e nitretação. Têmpera superficial Segundo Canale (2006), este tratamento consiste no aquecimento superficial do aço até a região austenítica, seguido de um resfriamento brusco para produzir martensita. Isto aumenta a dureza na superfície do material, sem alterar de forma significativa a microestrutura do seu núcleo. A transformação de fase, efeitos térmicos e restrições mecânicas da região não-modificada (núcleo) sobre a modificada (superfície) resultam em um estado de tensões compressivas na superfície da peça. Após o aquecimento, as peças devem ser resfriadas rapidamente, em óleo, por exemplo, por meio de imersão ou spray. Carbonetação e Nitretação Lipson e Juvinall (1963), concluiram que o processo de carbonetação é realizado em aços de baixo carbono, geralmente até 0,25%C . O aço é aquecido até temperaturas 18 austeníticas em ambiente rico em carbono. Após a difusão dos átomos de carbono na superfície da peça promove-se um resfriamento acelerado (este tempo de resfriamento depende do aço utilizado) da peça, para gerar estrutura martensítica na superfície. Em peças de dimensões razoáveis, o seu núcleo tem um uma taxa de resfriamento inferior à da superfície, ficando com uma microestrutura composta, predominantemente, por ferrita e perlita. Como o volume da martensita é maior que o da ferrita, originam-se tensões compressivas na superfície da peça. Porém, se a peça a ser carbonetada tiver dimensões reduzidas e um aço passível de têmpera, as taxas de resfriamento da superfície e do núcleo serão muito próximas, o que pode acarretar na geração de estrutura martensítica também no núcleo, o que daria margem à possibilidade do surgimento de tensões trativas na superfície . O processo de nitretação, que consiste da formação de nitretos na superfície tratada, proporciona uma camada superficial de alta dureza e resistência ao desgaste. A nitretação é realizada em temperaturas entre 500 e 550ºC (no máximo 650º) e não necessita de qualquer tratamento posterior, o que reduz muito a possibilidade de empenamentos ou trincamentos na peça, o que é uma preocupação na carbonetação (CHIAVERINI, 1983). O tratamento de nitretação está relacionado basicamente à mudança de volume. O volume dos nitretos formados na superfície é superior ao volume da ferrita, que predomina no restante da peça. Isto faz com que este processo gere tensões residuais compressivas na superfície. c) Fundição Por Lipson e Juvinall (1963), o resfriamento após um processo de fundição para solidificação é bastante complexo pelas particularidades de cada caso. A restrição que o molde oferece ao fundido pode influenciar de maneira decisiva o estado de tensões residuais resultantes e trazer sérias consequências, como fissuras a quente, Figura 2.5, por exemplo. Na Figura 2.5, uma barra em forma de “I” resfria e solidifica-se sofrendo restrição do molde ao tentar contrair-se, gerando fissuras na junção do corpo longitudinal com as extremidades. 19 extremidade extremidade barra Direção de contração Fissura a quente Restrição do molde Figura 2. 5 – Surgimento de fissuras a quente na fundição de uma barra metálica (LIPSON e JUVINALL, 1963). d) Conformação Mecânica Processos de conformação mecânica como laminação, dobramentos, extrusão, têm como principal mecanismo de geração de tensões residuais a heterogeneidade das deformações plásticas entre as várias regiões dos componentes, por exemplo, suas regiões centrais e superficiais. Quando as cargas do processo são aliviadas, no esforço de manter a seção transversal da barra plana, as fibras centrais do material, que escoaram menos, tendem a voltar para o seu comprimento inicial e forçam as fibras externas a se encurtarem mais do que elas poderiam, pois como escoaram mais elas se acomodariam a um comprimento maior que o inicial. Assim, são geradas tensões compressivas na superfície e tensões trativas na região central da peça como reação das fibras externas ao esforço das fibras centrais em retornarem para seu comprimento inicial. (JUVINALL, 1967; BERR, 1981; JOHNSTON, 1981). e) Processo de Jateamento de Granalhas shot peening Daly (1990) e Johnson (1990) verificaram que o jateamento de partículas é um processo de trabalho a frio no qual a superfície mais crítica do componente é bombardeada com pequenos jatos de partículas esféricas que podem ser de aço comum, aço inoxidável, vidro ou material cerâmico. 20 Welsch (1990) verificou que neste processo a deformação plástica produzida pelo múltiplo impacto das esferas na superfície do componente ocasiona deformação plástica em uma pequena profundidade do material, introduzindo uma camada uniforme de tensões residuais compressivas abaixo da superfície do componente. Kumar , Subrat e Radhakrishnan (1987), afirmam que o resultado deste bombardeamento é a introdução de tensões residuais compressivas na superfície do material promovidas pelo encruamento de suas camadas superficiais. Este encruamento é provocado pelo impacto de um jato de partículas de alta energia que também ocasiona o aumento da tensão de escoamento, além de mudanças na rugosidade da peça jateada. O processo de jateamento efetivamente aumenta a resistência à fadiga, resistência à corrosão sob tensão e reduz as tensões de serviço trativas na superfície onde as trincas de fadiga geralmente se iniciam, podendo a propagação destas trincas serem até mesmo freadas pelas tensões residuais compressivas, dependendo de sua magnitude e do campo de tensões residuais compressivas (FUCHS, 1971). Ohara (1986), afirma que o jateamento por partículas vêm sendo utilizado há mais de cinquenta anos e este processo não deve ser confundido com o chamado jateamento por granalha que visa a limpeza de superfície de peças metálicas de efeitos visíveis na remoção de sujeira e corrosão da superfície. Por Welsch (1991), o jateamento por partículas é um processo controlado de jateamento cujo maior efeito é de introduzir tensões residuais compressivas na superfície do material, com objetivo de estender a vida de componentes metálicos, aumentarem a resistência à fadiga, retardar o trincamento por corrosão sob tensão, eliminar distorções provenientes de tratamentos térmicos. Segundo Ohara (1994), cada partícula ao chocar-se com a superfície do material age como um pequeno martelo, produzindo uma pequena mossa, encruando sua superfície e gerando uma pequena camada de tensões residuais compressivas da ordem de 80% da tensão de escoamento ou 60% da tensão de resistência máxima do material. Estas dificultam a iniciação e a propagação de trincas, promovendo melhoria da resistência à fadiga em torno de 25-30%. 21 Este efeito na vida em fadiga apresenta-se associado ao fato que as tensões compressivas geradas no jateamento somam-se às tensões trativas do carregamento extremo do componente, reduzindo o nível total de tensões trativas aplicadas na superfície do material, contribuindo de forma positiva no desempenho e na vida em serviço do componente. Isto reduz a tensão média de fadiga na superfície e, portanto inibe a iniciação ou retarda a propagação de trinca. De acordo com Daly (1990) e Johnson (1990), um processo que mereceu um tópico próprio por sua grande aplicabilidade na indústria e por suas particularidades é o processo de shot peening como apresentado na Figura 2.6. Este processo, normalmente é realizado em um equipamento fechado, por causa do espalhamento das esferas utilizadas, que atingem e retornam da superfície tratada. Para aplicações em campo, existe uma técnica com princípio e efeito similares ao shot peening, que é conhecida por martelamento de agulhas (hammer peening). Figura 2. 6 – Tensões residuais de compressão geradas no processo de Jateamento por Granalha, (CALLE e MACHADO, 2003) A Tabela 2.1 abaixo ilustra os mecanismos de geração de tensão residual nos diferentes processos de fabricação e beneficiamento. 22 Tabela 2.1 - Mecanismos de geração de tensões residuais em diferentes processos de fabricação e beneficiamento (SULTERIO, 2005). Mecanismos Deform. Transf. De Contração Microestrutur Desigualdades causadores mecânica fase ou expansão a diferencial estruturais diferencial Conformaçã Laminação, o estampagem, térmica forjamento, extrusão, estiramento. Conformaçã Shot o superficial peenning, martelament o Usinagem Torneamento , plainamento, fresamento, retificação, furação, eletroerosão Soldagem Todos os Todos os processos processos Tratamentos Têmpera, Têmpera, térmicos normalizaçã normalizaçã o o 23 Fundição Diferentes seções transversais, grandes dimensões Tratamentos Cementação, Cementação, térmicos nitretação nitretação superficiais Montagem e Estruturas de ajustes grandes dimensões, desalinhamento s de uniões 2.3. Principais Técnicas de Medição de Tensões Residuais Neste tópico serão apresentadas algumas das técnicas mais comumente utilizadas na medição de tensões residuais. As técnicas de medição de tensões residuais dividem-se em destrutivas, semi-destrutivas e não-destrutivas, de acordo com o nível de dano introduzido no equipamento medido quando de sua aplicação. São destrutivas as técnicas que, para colherem informações de deformação suficientes para a análise das tensões residuais existentes, comprometem ou impossibilitam o uso do espécime medido. São semi-destrutivas aquelas que introduzem algum dano na peça, porém não comprometem sua integridade ou sua operação. As técnicas não-destrutivas não precisam da remoção material e não provocam qualquer tipo de dano na peça para a medição de tensões residuais. Os principais métodos destrutivos são: o método do seccionamento e método de retirada das camadas, sendo que o principal método semi-destrutivo é o chamado método do furo cego 24 (ASTM E837-94, 1994). Estes métodos mecânicos medem somente as tensões residuais de tipo 1, as macro tensões residuais. (MACHERAUCH e KLOSS, 1986). 2.3.1. Técnica do Furo Cego ou Hole Drilling De acordo com Ogata (2003), o método furo cego é um dos mais utilizados para medir tensão residual, isto se deve a sua relativa simplicidade operacional, devido a isso, a análise foi padronizada pela ASTM e recebeu o código ASTM E837. Este processo é bem versátil e é considerado como “semi-destrutivo”, uma vez que o furo feito na amostra é pequeno, podendo em alguns casos não danificar o componente. Para determinar a tensão residual de um corpo (peça), este é submetido a um furo que varia de 0,8 a 4,8 mm de diâmetro e profundidade é 20% superior ao valor do diâmetro para campos de tensão uniformes e 50%, superior ao valor do diâmetro para campos de tensão não uniformes. Depois de feito o furo, a região que estava sujeita a tensão residual irá sofrer um alívio de tensão, ou seja, a região próxima ao furo irá sofrer uma deformação a qual será mensurada com auxílios de extensômetros, logo podemos conhecer a tensão naquele ponto, esse é o princípio do método como verificado pela Figura 2.7 abaixo (RODACOSKI, 1997). Figura 2. 7 – Relação entre as dimensões dos extensômetros e as dimensões do furo, (RODACOSKI, 1997). Onde: D = diâmetro médio do extensômetros, D0 = diâmetro do furo, Z = profundidade final. 25 2.3.2. Técnica de Seccionamento Segundo Lu (1996), são consideradas técnicas destrutivas. Assim as técnicas de seccionamento têm como princípio a criação de superfícies livres, para promover a redistribuição das tensões residuais existentes na região seccionada da peça e então possibilitar sua determinação. Algumas técnicas de seccionamento foram desenvolvidas exclusivamente para avaliar peças cilíndricas e anelares. Através de cortes radiais em anéis (que podem ser partes de tubos), pode-se determinar visualmente se ali estão contidas tensões residuais circunferências compressivas ou trativas, respectivamente, dependendo do fechamento ou abertura do anel. Aleong (1991) e Munro (1991) pesquisaram o uso de extensômetros para medir as deformações geradas pelos cortes. Isto permite fazer uma análise quantitativa das tensões residuais atuantes no espécime. As informações de deformação fornecidas pelos extensômetros após a realização de um corte em um anel de acrílico permitiu-se a formular a Equação 2.3 para determinar as tensões residuais circunferências e radiais do anel. K 1 1 c K 1 r K 1 1 c K 1 K 1 r 1 K Kc 2 K 2 K 1 KC 2 KC 3 1 c 1 c b b E i (Eq. 2.3) Onde: r = posição radial; σθ, σr = tensão residual nas direções circunferencial e radial; εθ, εr = deformações residuais circunferencial e radial medidas no extensômetro; εθi = deformação circunferencial medida na superfície interna do anel; Eθ, Er = módulos de elaasticidade nas direções radial e circunferencial; Eφ K = raiz da razão dos módulos Eρ De acordo com Vishay (1993), muitas dessas técnicas destrutivas de extensometria e seccionamento, no entanto, são limitadas às aplicações de laboratório em corpos de prova cilíndricos ou planos e muitas vezes não são facilmente adaptáveis a equipamentos reais. 26 2.3.3. Técnica da Remoção de Camadas ou da Deflexão LU, 1996, disse que o método de remoção de camadas também é considerado destrutivo. Em sua variação mais conhecida o método consiste nas medições das deflexões de um espécime, após sucessivas remoções de camadas do material avaliado. A técnica é baseada no princípio de que a deflexão varia após a retirada de uma camada de material tencionado (que é feita normalmente por usinagem química). Isto ocorre porque o espécime busca uma nova posição de equilíbrio estático para os esforços internos gerados pelas tensões atuantes no espécime. Uma ilustração deste princípio é apresentada na Figura 2.8. Figura 2. 8 – Princípio do Método de Remoção de Camadas, (LU, 1996). Segundo Macherauch e Kloss (1986) a técnica de remoção de camadas é um dos principais métodos destrutivos para medir tensão residual. Este método mecânico mede somente as tensões residuais do tipo 1, as macro tensões residuais. 27 A variação da deflexão, após a retirada de uma camada de material, a partir de uma espessura e’, pode ser relacionada com a tensão σe, que atuava naquela camada, pela Equação 2.4: e' E 4 e 2 df e 8 σe 8 2 f ei f e 2 edf 2 1 ν 3 1 de 1 3l ei (Eq. 2.4) Onde: E = módulo de elasticidade do material ν = coeficiente de Poisson e’= espessura do espécime antes da remoção de determinada camada de espessura “de” ei = espessura do espécime antes da remoção de qualquer camada e = espessura final do espécime l = comprimento na qual a deflexão esta sendo medida f = deflexão df = variação da deflexão pela a retirada de uma camada de espessura fei, fe = deflexão inicial e final, respectivamente. 2.3.4. Técnica de Difração de Raios X Rudd (1982) e Prevey (1986), disseram que o método da difração de raios X pode ser considerado como um método não destrutivo de medidas de tensões superficiais. Este é um método utilizado há mais de quarenta anos e aplicado largamente na indústria automotiva e aero espacial, sendo adotado por sociedades normativas no Japão e nos Estados Unidos. Nos últimos anos o desenvolvimento de equipamentos portáteis de raios X tem ampliado ainda mais a aplicação desta técnica permitindo medidas não destrutivas de tensões 28 em equipamentos industriais (GUROVA, TEODÓSIO E REBELLO, 1997; IVANOV, MONIN e; TEODÓSIO 1994; AZAROFF, 1968). De acordo com Cullity (1978) e Azaroff (1968) os princípios básicos para determinação de tensões residuais pelas técnicas de difração, tais como raios X e difração de nêutrons, baseiam-se na natureza da estrutura cristalina dos materiais. Em ambos utiliza-se o espaçamento existente entre os planos da rede cristalográfica como parâmetro de medida de deformação. Quando um feixe de raios x é dirigido para a superfície de um corpo, uma parte desses raios é absorvida pelos átomos enquanto outra parte é enviada de volta em todas as direções da área irradiada. A matéria que compõe o corpo pode estar estruturada em um arranjo cristalino, como é o caso dos metais e sais, ou amorfo, como o vidro, os líquidos e os gases. No caso dos raios X que incidem sobre um corpo cristalino, ao contrario dos corpos de substâncias amorfas, a dispersão ou espalhamento devido a cada átomo é reforçada em certas direções específicas com uma variação angular muito pequena. Esse fenômeno é denominado difração. De acordo com Damasceno (1993) e Prevey (1986), o ângulo formado pela incidência dos raios X e o ângulo do raio difratado é designado como 2θ, sendo a metade deste ângulo denominado ângulo de Bragg, Figura 2.9. Mais precisamente, as condições de difração são expressas pela lei de Bragg, Equação 2.5: Figura 2. 9 – Espalhamento escrito pela Lei de Bragg, (PREVEY, 1986). 29 n λ 2 d senθ (Eq. 25) Onde: n = 1, 2, 3... , denota a ordem da difração, λ é o comprimento de onda do raio X e d é a distância interplanar do cristal. Portanto, qualquer mudança na distância interplanar implica na mudança do ângulo de difração. Então, com o ângulo de difração pode-se estimar o valor da deformação do cristal e, em consequência, o valor da tensão residual existente naquela região do corpo. A Figura 2.10, ilustra o modelo do estado plano de tensões. Figura 2. 10 – Modelo do estado plano de tensões. (PREVEY, 1986). A tensão residual é calculada a partir das equações de deformação que correlacionam tensão e deformação no regime elástico. A Figura. 2.10, apresenta o modelo do estado plano de tensão, o qual é utilizado no desenvolvimento dos cálculos. Assim sendo, admite-se duas tensões principais σ1 e σ2, e apesar de não ter tensão normal a superfície é admitida uma deformação- neste sentido, pois é considerado o coeficiente de Poisson (υ). Modelo adotado, Equação 2.6, (PREVEY, 1986): 1 Sin2 1 2 E E (Eq. 2.6) Sendo a variável “do” a distância interplanar do corpo de prova padrão conforme mostrado na Figura 2.10, Equação 2.7. 30 d d d (Eq. 2.7) Substituindo a Equação 2.7 na Equação 2.6, consequentemente terá a Equação 2.8 como: d d d 1 Sin 2 1 2 E E (Eq. 2.8) Segundo Neves (2003), como não há carregamento sobre o corpo, a tensão residual ficará conforme a Equação 2.9: d d d E (Eq. 2.9). A equação acima, mostra que o aumento da distância interplanar em relação a distância padrão resulta em um valor positivo para a tensão e corresponde a uma tensão compressiva no plano perpendicular ao plano de medida. No caso de uma redução da distância interplanar em relação a distancia padrão, o valor será negativo e a tensão residual consequente será de tração. Há duas geometrias utilizadas para tal fim, a chamada geometria Ψ e a chamada geometria Ω. Ambas as geometrias procuram satisfazer o chamado método de múltipla exposição, ou seja, o registro de um conjunto de distâncias interplanares referenciadas à variação da inclinação da amostra com respeito à sua normal original. Na geometria Ψ, é o eixo principal de um goniômetro tipo textura que varia para fornecer tal relação, enquanto na geometria Ω, é o eixo destinado ao ângulo θ (também chamado de eixo Ω) que varia. Ambas as geometrias têm suas vantagens e desvantagens. A principal diferença entre elas é que para aplicação da geometria Ψ, há necessidade de um goniômetro especial, o chamado goniômetro euleriano, enquanto para aplicação da geometria Ω isso não é necessário, basta desacoplar o movimento θ do 2θ. Portanto, qualquer difratômetro pode ser utilizado para medidas de tensão residual via geometria Ω, ficando a qualidade da medida a cargo das possibilidades de linha de difração de alto ângulo (geralmente acima de 140 graus) na amostra e das possibilidades dos eixos do difratômetro (máximos ângulos 2θ e Ω disponível). A Figura 2.11 abaixo ilustra as duas geometrias comentadas. A Figura 2.11 mostra uma disposição geral dos 31 componentes da medida (amostra, goniômetro euleriano e ângulos associados), (MACHERAUCH e WOHEFAHUT, 1995). Figura 2. 11 – Comparação entre a geometria PSI e ÔMEGA, (MACHERAUCH e WOHEFAHUT, 1995). Enquanto na geometria Ψ, o ângulo entre a normal da amostra e a direção do vetor de difração (k) é exatamente Ψ, na geometria Ω, o angulo Ψ é definida pela Equação 2.10: ψ 2θ 2-Ω (Eq. 2.10) Em ambos os casos, a deformação relativa ε, strain, é fornecida pela Equação 2.11: 1 Sin2 1 2 E E (Eq. 2.11) Devido ao baixo poder de penetração dos raios X, para determinação de tensões residuais ao longo da profundidade do material, torna-se necessário remover, através de ataques eletrolíticos sucessivos, o material da superfície do componente para exposição aos raios X e assim medir as deformações e então calcular as distribuições das tensões residuais com a profundidade. (PREVEY, 1986; GUROVA, TEODÓSIO E REBELLO, 1997). 32 As limitações do método de difração de raios-x estão intimamente atreladas a parâmetros metalúrgicos como as impurezas e vazios, que são muitas vezes impossíveis de serem detectados para que correções possam ser feitas, e o tamanho de grão. É importante para a confiabilidade dos resultados que o material medido tenha uma granulometria refinada, comportamento linear elástico, seja homogêneo e isotrópico, e não possua gradientes de tensão na região analisada. Outros fatores limitantes para o emprego do método são: alto custo de seus equipamentos e a periculosidade devida à radiação atrelada ao processo. 2.3.5. Técnica de Indentação A indentação causa um reequilíbrio no estado de tensão do corpo o que provoca um campo de deslocamentos ao redor da indentação. Tais fatores foram observados qualitativamente através de métodos ópticos (UNDERWOOD , 1973; HUNG, 1997; LONG , 1997; SUTERIO, 2005;VIOTTI et al, 2004). Assim com técnicas apropriadas de medição de deslocamentos ou deformações, é possível estabelecer, através da indentação uma correlação com as tensões residuais existentes na peça e determiná-las quantitativamente. Um processo e o resultado causado por uma indentação na superfície de um sólido estão esquematizados na Figura 2.12. Dependendo da intensidade da força aplicada, o resultado pode ser elástico, elástico-plástico ou totalmente plástico. Figura 2. 12 – Processo de Indentação em um sólido, (SULTÉRIO, 2005). 33 Entre os estudos mais recentes sobre o processo de indentação pode-se citar os seguintes autores: Underwood (1973), Hay (2000) e Swadener (2002), descritos abaixo. Underwood (1973) descreveu que a deformação plástica local devido a indentação, é função das suas características de forma, das propriedades do material e da magnitude e direção das tensões residuais inicialmente presentes no material. A tensão localizada que é exercida sobre a superfície da peça, é em torno de três vezes maior que a tensão de escoamento do material, causando uma deformação plástica localizada. Swadener (2002) apresenta uma descrição de modelos mecânicos baseados em deslocamentos geométricos sob a luz de experimentos que exibem o efeito do tratamento da indentação. Um método simples é desenvolvido para combinar o efeito de trabalho de encruamento e o efeito do tamanho da indentação. Estudos sobre nano indentação exibem grande aumento na dureza para profundidades menores que 1 µm. Underwood 1973, Swadener (2002), Hay (2000) e Pharr (1999), disseram que considerando os vários trabalhos já publicados pode-se afirmar que a determinação das tensões residuais pode ser correlacionada através dos seguintes efeitos: (1) variação de dureza no material, (2) relação entre força e a profundidade de indentação, (3) medição da forma geométrica da indentação, (4) medição da deformação ao redor da indentação. Medição de variação de dureza é apropriada para materiais que não apresentam gradientes ou variações de tensões na superfície. Uma variedade de tensão na superfície pode causar uma mesma tendência do material escoar sobre pressão e apresentar valores semelhantes de tensão. Medição da relação entre força e a profundidade de indentação, tem sido tópico de considerável interesse nos últimos anos. Este método é baseado no registro, através de uma gravação contínua, da variação da carga P em função da profundidade de penetração h. O interesse na medição da relação entre força e profundidade da indentação, é atribuído às aplicações de medição de dureza, determinação de propriedades de materiais piezolétricos, determinação de resistência a fratura e determinação de tensões residuais, de acordo com o tipo de indentador. Muitas destas aplicações ainda apresentam limitações, principalmente pelas complicações na interpretação clara dos resultados da indentação, que são afetados pelas propriedades plásticas do material. Por exemplo: em uma liga com baixa deformação de 34 encruamento, o material deslocado plasticamente tende a fluir e acumular-se nas faces do indentador devido a incompressibilidade do material no regime de deformação plástica (acúmulo de material ou piling-up), Figura 2.12. Por outro lado em ligas com alta deformação de encruamento, a região plasticamente deformada é empurrada para fora do indentador mantendo a impressão abaixo do nível da superfície inicial (afastamento de material ou sinkin), Figura 2.13. A consequência do acúmulo ou não de material entorno do indentador, causa grandes diferenças na área de contato real em relação à área de contato aparente. O fenômeno de piling-up e sink-in são fenômenos localizados de escoamento que dependem exclusivamente das propriedades mecânicas do material. A quantificação de tensões residuais é realizada através da comparação de um material com tensões residuais e outro ou o mesmo, livre de tensões. A Figura esquematiza o método de medição baseada na relação forçaprofundidade. As tensões residuais são determinadas pela Equação 2.12. σ res Pres A0 (Eq. 2.12) Onde: σres = tensão residual do material ensaiado (MPa) α = constante característica do indentador e do material. Pres = carga residual de indentação entre o material com tensões residuais e o material livre de tensões residuais. A0 = área projetada da indentação. 35 Figura 2. 13 – Representação esquemática de acúmulo de material (piling- up), e de afastamento de material (sink-in), em torno de um indentador (SULTÉRIO, 2003). A grande desvantagem deste método é que algumas questões sobre a constante α ainda não estão solucionadas, além de que, na condição uniaxial, α é aproximadamente 3, e na condição biaxial isotrópica (σx = σy), e α assume valor aproximadamente 1,5. Outras desvantagens são: a necessidade de se ter outro material livre de tensões residuais para ser utilizado como referência, e o conhecimento da característica de relação tensão deformação á curva carga deslocamento de indentação conforme Figura 2.14. 36 Figura 2. 14 – Representação esquemática da característica de relação tensão-deformação para cada curva carga-deslocamento de indentação para alguns materiais idealizados (SULTÉRIO, 2005) Sendo: a - material elástico, b - material elástico plástico linear, c - material elástico-plástico ideal, d - material rígido plástico ideal. Medição da forma geométrica da indentação consiste na determinação da relação entre a carga de indentação e a área verdadeira de contato (projetada). É essencial na extração das propriedades mecânicas do material, contudo apresenta dificuldades na determinação da relação entre a verdadeira área de contato A e a profundidade de penetração do indentador h no material a ser testado. É apropriada para materiais que não apresentam gradientes ou variações de tensões na superfície. Apresenta-se como o método mais indicado para a análise quantitativa. Até o momento não foi encontrado na literatura um estudo que aponte um modelo matemático analítico 37 apropriado, simples e de fácil implementação. A sensibilidade deste método é maior quanto maior for o diâmetro da esfera e quanto maior a força de indentação. Tem como grande vantagem determinar o sinal e a direção das tensões residuais presentes na superfície da peça. Por outro lado, tem como desvantagem as dificuldades em quantificar o valor de tensões residuais e necessidade de se conhecer as propriedades mecânicas do material da peça a ser medida. (UNDERWOOD, 1973; SWADENER, 1999; HAY, 2000; PHARR, 1999). De acordo com a Figura 2.15, a impressão deixada pelo penetrador na peça, de acordo com a carga máxima de descida do punção permite a medida de indetação. Figura 2. 15 – Método da Indentação para determinação da curva carga e profundidade. Segundo Bocciarelli e Maier (2007), recentemente o método de ensaio de indentação instrumentada, vem sendo empregado para medir tensão residual. Espera-se que um material deformado a frio, submetido a um ensaio de dureza superficial, apresente um resultado diferente do resultado do mesmo ensaio em um material não deformado. Se a natureza das tensões residuais na superfície forem trativas, o ensaio apresentará um valor menor para a dureza superficial em relação ao material não deformado. Em caso contrário, sendo compressivas as tensões residuais na superfície, a penetração será mais difícil e o resultado do ensaio apresentará valores maiores. Isto é verificado pela Figura 2.16 abaixo. 38 Figura 2. 16 – Comportamento da dureza perante a variação da tensão residual (SURESH e GIANNAKOPOULOS, 1998). A grande vantagem deste método é a pequena impressão deixada, sendo este procedimento utilizado em ensaios de micro e nano-dureza e sem a necessidade de equipamentos sofisticados, e seu baixo custo. 2.3.6. Técnica da Difração de Nêutrons Lu (1996), pesquisou o método de medição de tensões por difração de raios nêutrons e concluiu que segue o mesmo princípio do método de difração de raios-X. O método se baseia na variação das distâncias entre planos medidas com as tensões atuantes no espécime. A capacidade de penetração dos raios nêutrons é maior do que a dos raios-X, o que permite a análise de porções maiores. De acordo com Rustichelli (1996), uma das mais severas limitações da difração de raios X é apequena capacidade de penetração e a grande absorção desta radiação pelo material, permitindo apenas medidas superficiais de uma pouca centenas de angstrons. A determinação de medidas de tensões ao longo da espessura do material por esta técnica implica na remoção de metal da superfície do material sendo neste caso considerado um método destrutivo. O método da difração de nêutrons é um método não destrutivo. Devido ao alto poder de penetração dos nêutrons, permite realizar medidas de tensões residuais em materiais de grande espessura, aproximadamente 20x10-3 m em aços, o que torna o método superior ao de difração de raios X para medidas de deformação interna. 39 Sendo uma técnica poderosa, é utilizada para validar outros métodos menos precisos, porém mais simples e portáteis (RUSTICHELLI, 1996). Por Dreele (1994), a difração de nêutrons, até o presente, têm sua aplicação restrita a poucas instalações, que possuem um reator nuclear ou fonte de nêutrons necessárias para a produção de fluxos neutrônicos da ordem de 10 17 a 10 19 n/m³s. As principais desvantagens do método estão no custo do equipamento utilizado e na disponibilidade de fontes de nêutrons. 2.3.7. Técnica de Ultra-Som Rudd (1982) estudou que o método do ultrassom baseia-se na variação linear da velocidade do som com a tensão aplicada, induzida por deformação. As tensões são medidas pela indução de uma onda sonora com frequência variando de um até vários megahertz em um material metálico. Segundo Oliveira (2006), as técnicas de medição de tensões com ultrassom baseiam-se no fato de que a velocidade de propagação das ondas ultrassônicas varia aproximadamente de forma linear com o nível de tensões do espécime avaliado. As duas variações mais conhecidas desta técnica são: a medição direta da variação da velocidade de propagação da onda, usando a Equação 2.13, e a medição explorando o efeito da birrefringência. V V0 K σ (Eq. 2.13) Onde: V = velocidade de propagação no espécime tencionado, V0 = velocidade de propagação no espécime isento de tensões, K = parâmetro dependente do material conhecido por constante acustoelástica, σ = tensão atuante. Segundo Oliveira 2006, a medição de tensões que faz uso dos efeitos de birrefringência acústica é também conhecida por acustoelasticidade. Esta técnica relaciona a diferença relativa entre as velocidades de duas ondas ultrassônicas com direções de polarização 40 ortogonais e que se propagam em um mesmo volume de material com a diferença entre as tensões atuantes nas direções das ondas. As Equações 2.14 e 2.15 representam o caso em que as direções dos eixos principais coincidem com as direções onde a tensão cisalhante é nula. B B0 m 1 2 (Eq. 2.14) V1 Vt t t t1 V1 Vt t1 t t 2 2 (Eq. 2.15) B Onde: B = birrefringência induzida pelo fator micro estrutural (textura) e pelo estado de tensão do material, B0 = birrefringência inicial, induzida apenas pela textura, m = constante acustoelástica do material, σ1, σ2 = tensões principais, Vl, Vt = velocidades da onda cisalhante nas direções longitudinal e transversal do espécime. Medições de birrefringência acústica em tubos recém-fabricados podem ser encontradas em Bittencourt et al (2000). 2.3.8. Técnica Barkhausen Segundo Lu (1996), é aplicável apenas a materiais ferromagnéticos. Tais materiais são constituídos de regiões microscópicas magneticamente ordenadas conhecidas por domínios, sendo que cada domínio é magnetizado segundo direções cristalográficas preferenciais à magnetização, como ilustrado na Figura 2.17 abaixo. 41 Figura 2. 17 – Arranjo das direções preferenciais de magnetização de domínios num material policristsalino, (LU, 1996). A aplicação de um campo magnético ou de tensões mecânicas provoca um rearranjo na orientação magnética dos domínios. Este rearranjo acontece de forma que, à medida que o material assume uma magnetização, as regiões se unem formando áreas maiores de mesma orientação magnética. Este crescimento da área igualmente orientada magneticamente ocorre de forma incremental e rápida, gerando o que é conhecido por “Ruído de Barkhausen”. A técnica tem como princípio a medição da amplitude desses ruídos. A medição de tensões residuais com este método é baseada em curvas de calibração obtidas através da aplicação de tensões conhecidas em espécimes, que não precisam necessariamente estar livres de tensões, contanto, que o limite elástico do material não seja excedido, o que impossibilitaria a separação entre as tensões aplicadas e as pré-existentes. Existem dois tipos de curvas de calibração para o método, sendo uma para estados uniaxiais e outra para estados biaxiais. A principal aplicação do método de Barkhausen, porém, é para indicação qualitativa, pois em uma análise quantitativa, se as características do material medido não forem muito bem conhecidas, os resultados podem ser muito ruins quando comparados com os métodos de raios-x e do furo cego. 2.3.9. Tabela Comparativa das Técnicas de Medição de Tensões Residuais Lu (1996) elencou alguns dos principais aspectos a serem considerados na seleção de uma técnica de medição de tensões residuais. Esta análise comparativa encontra-se resumida na Tabela 2.2 a seguir: 42 Tabela 2.2 - comparativa entre as principais técnicas de medição de tensões residuais, (LU, 1996). Técnica Furo Cego Deflexão Seccionamento Raios X Difraç ão de Nêutr ons Ultrassom Magnéti ca Tipo de Tensão Residual Analisado Tipo 1 Tipo 1 Tipo 1 Tipo 1 , Tipo 2 ou Tipo 3 Tipo 1 e Tipo 2 Tipo 1 + Tipo 2 + Tipo 3 Tipo 1 + Tipo 2 + Tipo 3 Informaçã Defor o obtida mação na superf medição icial ou desloc ament o Deforma ção ou deflexão Deformação superficial ou deslocamento Variação das distância s interplan ares Varia Variação Amplitu ção de de do das velocidade ruído de distân s de Barkhau cias propagaçã sen ou interpl o de ondas permeab anares ultrailidade sônicas magnétic a Porção mínima de material analisado 1000mm ² se for medida a deflexão e100mm² se for a deformaç ão 100mm² 0,5 mm² 4mm² 0,5 mm² 0,1mm² para a técnica das freqüência s altas 30mm² para a técnica convencio nal 1mm² para o método de ruído de Barkhau sen e 100mm² para o método de permeab ilidade magnétic a Profundid ade mínima 20 µm 20 µm 1 a 2 µm Até dezenas de mícrons 1mm 15 µm até 100 µm Custo do Equipame nto US$ 10.00 0a 50.00 0 1.000 15.000 10.000 a 200.000 Algu mas centen as de milhõ es 40.000 a 200.000 40.000 a 200.000 43 Portabilid ade Sim Não Sim Sim Não Sim Sim 40 mim e entre 5 e 20 horas 20 mim e 8 horas 2 horas e uma seman a Alguns minutos e 20 minutos Instantân eamente e 10 minutos Tempo médio para obter a primeira medição e estabelece r um perfil de tensões respectiva mente 40 30 mim e mim e 8 horas 2 horas Incerteza em situações normais ±20M Pa ±30MPa ±10MPa ±20MPa ±30M Pa 10 a 20 MPa 10 a 20 MPa Profundid ade de Inspeção 0,02 a 0,15 mm 0,1 a 3 mm Todos acima de 1 mm 1 a 50µm 2 a 50 mm 0,015 a 3 mm 0,1 a 1 mm 2.4. Lubrificantes e Lubrificação Lubrificante é todo ou qualquer material sólido ou líquido de baixa resistência ao cisalhamento, cuja função é a de manter separadas as superfícies da ferramenta (punção e matriz) do material a conformar, reduzindo o atrito. O desempenho dos lubrificantes na estampagem de peças pode ter um impacto significativo no processo, como em algumas aplicações de embutimento e estiramento. Dieter (1996), afirma que os lubrificantes reduzem o atrito ao introduzirem uma interface que seja facilmente cisalhada. Keeler (2001) define uma barreira lubrificante como sendo um filme que isola completamente a superfície da chapa metálica da superfície da matriz, conforme a Figura 2.18 abaixo. 44 Figura 2. 18 – Esquema da barreira lubrificante isolando a superfície da ferramenta da superfície da chapa metálica, (KEELER, 2001). Parâmetros tais como viscosidade, molhabilidade, aditivos de extrema pressão e refrigeração eficiente podem afetar significativamente a vida da ferramenta, qualidade da peça, limite de conformação e em geral a produtividade. Segundo Kren (2004), projeto e material da ferramenta, material da peça, equipamento, método de aplicação e operações de pré e pós-processo, afetam o desempenho do lubrificante. De acordo com Altan (1983) e Kobayashi e Altan (1989), nos processos de conformação, o escoamento de material é causado pela pressão transmitida pela matriz para a peça conformada. Portanto, as condições de atrito na interface matriz material têm influência no escoamento do metal, formação de defeitos superficiais e internos, tensões e forças atuantes no processo. Tais condições dependem basicamente do tipo de lubrificação adotada. Para aperfeiçoar o desempenho da ferramenta, segundo Altan (1989), deve se avaliar as funções básicas dos lubrificantes tais como controlar o atrito e consequentemente reduzir o desgaste da ferramenta, prevenir contra “galling” (aderência progressiva do material da peça na ferramenta), reduzir os esforços necessários à conformação, diminuir as etapas de estampagem, aumentar os limites de deformação, proteger contra corrosão e dissipar o calor. Os primeiros são realizados utilizando mecanismos de lubrificação. O calor é dissipado através do veículo usado para transporte do lubrificante. Sob condições a seco, nenhum lubrificante é utilizado na interface e somente às camadas de óxido presentes na matriz e na matéria prima estão presentes. Neste caso, o atrito é alto, situação desejável em pequeno número de operações de conformação. Segundo Trivett, Elenteny e Manfreda (2004), são três os mecanismos de lubrificação: 45 a) Lubrificação hidrodinâmica b) Lubrificação limite c) Lubrificação EP (Extrema Pressão). 2.4.1. Lubrificação Hidrodinâmica Condições hidrodinâmica, segundo Klann (2000), existem quando uma espessa camada de lubrificante está presente entre as matrizes e a peça. Embora funcione como lubrificação no motor automotivo, contribui pouco na estampagem. A eficácia da lubrificação hidrodinâmica diminui com o aumento da força e a temperatura entre as superfícies. Tipicamente, a temperatura e a pressão existente na interface da peça com a ferramenta nas operações de estampagem ultrapassam o limite de resistência da lubrificação hidrodinâmica, então lubrificação limite, lubrificação EP ou uma combinação destas é requerida. Segundo Trivett, Elenteny e Manfreda (2004), a lubrificação hidrodinâmica age como um filme que separa as superfícies da peça da ferramenta em condições de baixa pressão. 2.4.2. Lubrificação Limite Segundo Trivett, Elenteny e Manfreda (2004), é realizada usando aditivos polares ou surfactantes, que tenham atração com a superfície do metal. Esta afinidade promove uma barreira que protege a ferramenta e a peça. Lubrificação limite pode ter derivados gordurosos, como banha de porco, álcool gorduroso, entre outros e surfactantes que são superfícies ativas no material. Aditivos polares, adicionados para agirem como um mecanismo lubrificante acentua também a característica de molhabilidade do lubrificante, assegurando uma camada contínua na superfície do metal. Lubrificação limite, de acordo com KLANN (2000), representa uma importante função na estampagem com lubrificante, mas gorduras e sabões são ineficientes principalmente acima dos 100°C, então eles são usados em combinação com os lubrificantes Extrema Pressão. 46 2.4.3. Lubrificação Extrema Pressão (EP) São dois tipos: mecânica e química. Ambas podem separar eficientemente a ferramenta da peça controlando o atrito, reduzindo o desgaste da ferramenta, prevenindo “galling” e aumentando os limites de conformação. Aditivos típicos EP são carbonato de cálcio e bissulfeto de molibdênio. Infelizmente filmes mecânicos tendem a desenvolver sujeira no equipamento e são incompatíveis com o pós-processo. Evidentemente, estarão presentes, impregnados, em ferramentas com geometria mais complexa. De acordo com Godwin (2004), aditivos EP químicos tal como enxofre, cloro ou fósforo são utilizados mais frequentemente. Eles reagem na interface entre a ferramenta e a peça, formando sais metálicos, agindo como superfície de sacrifício. Os requisitos EP, segundo Klann (2000), para uma variedade de metais para conformação e operações de estampagem, podem ser completamente diferentes. Por exemplo, embora uma simples operação de furação possa ser realizada sem aditivos químicos EP, o uso de cloro, fósforo, ou enxofre pode aumentar significativamente a vida da ferramenta. O filme químico protege o punção principalmente durante o retorno, onde ocorre o maior desgaste devido ao retorno elástico da peça. Muitas vezes, as peças são geradas através de operações severas de estampagem, então uma combinação de lubrificação limite e EP são desejáveis. Além de garantir que as áreas mais críticas receberão a lubrificação requerida, especialmente em matrizes de multi-estágios, para não ameaçar e inibir a velocidade ou a vida da ferramenta, e, por conseguinte, a produtividade. 2.5. Corrosão Localizada Gentil (1996) e Fontana e Greene (1978), disseram que corrosão pode ser definida como a destruição ou a deterioração de materiais por ação química, eletroquímica ou física do meio ambiente, aliada ou não a esforços mecânicos. Pode-se considerar também a corrosão como o inverso do processo metalúrgico, cujo objetivo principal é a extração do metal a partir de seus minérios ou de outros compostos, ao passo que a corrosão tende a oxidar o metal, como indicado na Figura 2.19. A corrosão pode incidir sobre diversos tipos de materiais, sejam 47 metálicos, como os aços e outras ligas metálicas, ou não metálicas, como plásticos, cerâmico ou concreto. Figura 2. 19 – Corrosão como o inverso do processo metalúrgico, (PIMENTA, 2011). Os processos de corrosão são reações químicas que ocorrem em meio não aquoso (corrosão seca) ou reações eletroquímicas (corrosão em meio aquoso) que ocorrem geralmente na superfície de separação entre o metal e o meio corrosivo. Essa distinção entre os dois processos, corrosão aquosa e corrosão seca, justifica-se por algumas diferenças nos mecanismos da reação de natureza eletroquímica que ocorre em soluções aquosas, comparadas com a formação da fina camada de óxido em contato com o ar ou outra atmosfera oxidante a altas temperaturas (GENTIL, 1996; ASM HANDBOOK, 2003). Os processos de corrosão química são, por vezes, denominados corrosão ou oxidação em altas temperaturas. Tais processos corrosivos se caracterizam basicamente por: ausência da água líquida; temperaturas, em geral, elevadas, interação direta entre o metal e o meio corrosivo. Os processos de corrosão eletroquímica se caracterizam basicamente por ocorrerem na presença de água no estado líquido; grande maioria na temperatura ambiente; formação de uma pilha ou célula de corrosão, com a circulação de elétrons na superfície metálica. As reações eletroquímicas envolvem mudanças de valência, que é a oxidação ou a redução dos elementos. Oxidação é a retirada de elétrons, resultando em um aumento do número de valência, e redução é a adição de elétrons, diminuindo assim a valência. De acordo com Gentil (1996) e ASM Handbook (2003), o potencial de eletrodo mostra a tendência de uma reação se passar no eletrodo e a medida da facilidade com que os átomos do eletrodo perdem elétrons ou a facilidade com que os íons recebem elétrons. O potencial de 48 eletrodo é um importante parâmetro do processo de corrosão. Este potencial é usado nos cálculos de corrosão e pode ser medido tanto em laboratório, quanto em campo. O potencial de um eletrodo pode ser determinado pela medida do potencial em uma célula eletroquímica entre este eletrodo e um eletrodo de potencial constante, denominado eletrodo de referência. Assim, os valores relativos de potenciais podem ser determinados experimentalmente usando-se o eletrodo padrão de Calomelano Saturado que foi escolhido como referência e, arbitrariamente fixado como tendo potencial de 0,246 V á temperatura de 25ºC. O potencial de eletrodo padrão de um elemento é a diferença de potencial, expressa em volt, entre o elemento e uma solução 1M (molar) de seus íons em relação ao eletrodo normal de hidrogênio. 2.5.1. Polarização Em um sistema de corrosão em equilíbrio eletroquímico, os fluxos de corrente anódica e catódica são equivalentes, não havendo, portanto, fluxo líquido de corrente. Entretanto, se uma corrente elétrica é imposta ao eletrodo, o potencial altera-se de forma a se opor à corrente aplicada, gerando uma pequena diferença de potencial. Quando isto ocorre, diz-se que o eletrodo está polarizado, e essa diferença de potencial é denominada sobrepotencial (GENTIL, 1996). 2.5.2. Curvas de Polarização As modificações no potencial de eletrodo resultante da polarização provocam mudança no valor deste potencial, alterando o ponto de equilíbrio, fazendo com que o potencial anódico desloque no sentido catódico e vice-versa. A determinação experimental da curva de polarização de certo material, num dado eletrólito, pode ser feita por dois métodos distintos: o método galvanostático e o método potenciostático. a) - Método Galvanostático O método mais simples, e também o mais antigo, é o galvanostático, que é caracterizado pelo fato de ter como variável de controle a intensidade da corrente que circula no sistema, a qual é variada por meio de uma resistência. 49 b) Método Potenciostático O método, de que se dispõe para a realização de ensaio de polarização, é o método potenciostático, o qual apresenta como variante o método potenciocinético. Este método é caracterizado pelo fato de ter como variável de controle o potencial e não a intensidade da corrente, como no modo galvanostático. A célula de polarização é semelhante à do método galvanostático, porém a aparelhagem requerida é diferente. Para variar o potencial aplicado ao corpo de prova em estudo é necessário um potenciostato, que é um aparelho bem mais complexo. Por meio do potenciostato varia-se, no sentido anódico ou no catódico, o potencial do metal em relação ao eletrodo de referência. Para cada valor do potencial imposto, o sistema demanda certa corrente que é suprida pelo próprio potenciostato. A curva de polarização catódica que se obtém por este método é semelhante à obtida pelo método galvanostático, porém a curva anódica para metais que apresentam a transição ativa/passivo tem aspecto completamente diferente. Curvas deste tipo não poderiam ser obtidas pelo método galvanostático. Figura 2. 20 – Potencial anódico e catódico e curva anódica e catódica. (PIMENTA 2011). A polarização pode ser vista como uma forma de resistência do eletrodo à corrente elétrica aplicada; sendo que, ao contrário da queda ôhmica, o potencial não é uma função linear da corrente. 50 2.5.3. Tipos de corrosão em carrocerias de automóveis De acordo com Marques (2008), a corrosão de metais pintados, particularmente as carrocerias de automóveis, é geralmente caracterizada como corrosão cosmética ou perfurante. A corrosão de chapas de aço pintadas que se inicia na superfície interna do painel da carroceria, penetra através da chapa e, eventualmente, surge na superfície externa como uma oxidação vermelha é conhecida como corrosão perfurante. Essa frequentemente ocorre em locais onde o desengraxamento, a fosfatização e a pintura são dificultadas, tais como dobras e frestas ou em trincas que coletam poeira, sais, água e/ou vapor. O termo corrosão cosmética é aplicado a um ataque que é iniciado na superfície externa, usualmente em regiões onde a pintura foi danificada. Embora esse tipo de corrosão possa eventualmente levar à perfuração, a principal preocupação é com a aparência. A corrosão cosmética é normalmente relacionada com: (1) corrosão vermelha – mancha avermelhada e esfoliação na região do risco na pintura; (2) deterioração da tinta – corrosão sob a película de tinta e perda de aderência na região do risco e (3) perfurações – remoção da pintura devido aos efeitos combinados de corrosão e danos causados por impactos por pedras e pequenos fragmentos presentes nas vias de rodagem. Em resumo, a direção de propagação das corrosões cosmética e perfurante pode ser descrita como sendo paralela e perpendicular à superfície, respectivamente, como mostrado na Figura 2.21. Figura 2. 21 – Exemplos de corrosão cosmética e perfurante. (MARQUES, 2008). 2.5.4. Levantamento de curvas potencial pelo tempo O levantamento de curvas potencial vs. tempo permite obter informações preliminares quanto ao valor do potencial de corrosão do material, o tempo necessário para que o potencial se estabilize e o tempo para que ocorra a formação de um filme de óxido capaz de oferecer resistência ao processo corrosivo, passivando a superfície da amostra. 51 2.5.5. Aços Revestidos de Zinco Segundo Nevison (1992), o zinco oferece três formas de proteção: a) uma forte e dura camada de revestimento que protege o metal do contato com o ambiente corrosivo; b) proteção galvânica (sacrificial), quando o revestimento é sujeito a danos mecânicos e o metal base, mais nobre que o zinco, fica exposto ao meio, e, c) ação protetora adicional às menores descontinuidades no revestimento, como resultado da formação de produtos de corrosão acumulados na área danificada, que tendem a formar uma barreira para proteção eletroquímica adicional. (STRAVOS e GAMBRELL, 1992). De maneira geral os aços revestidos com zinco, "galvanizados”, como são chamados, vêm sendo utilizados há mais de cem anos, e por sua longa história de uso, têm sido estudados e expostos a uma série de meios e ambientes corrosivos. Muitos processos são empregados na aplicação deste revestimento. Cada um atribui uma característica à camada protetora. 2.5.6. Aços galvanizados na indústria automotiva Nos anos 50, os fabricantes de automóveis tinham o desafio de reduzir os problemas de corrosão das carrocerias. A resposta veio através da utilização de chapas de aço revestidos, especialmente as revestidas com zinco, pelo processo de galvanização por imersão a quente. Desde então, o uso de revestimentos de zinco na indústria automobilística, tem aumentado constantemente (CORROSION IN THE AUTOMOTIVE INDUSTRY, 1993). A eletrogalvanização possuía a capacidade de apresentar um revestimento de zinco uniforme e mais fino que o obtido da galvanização por imersão a quente, proporcionando um melhor acabamento dos veículos (USIMINAS, 2000). O aço eletrogalvanizado é produzido pela eletrodeposição de um filme aderente de zinco sobre o substrato metálico. Estes revestimentos não são tão espessos quanto os produzidos por galvanização por imersão a quente e são principalmente utilizados como base para tinta. O zinco puro depositado é altamente dúctil e por sua excelente adesão, o revestimento permanece intacto após inúmeras deformações, (NEVISON. C.H., 1992.). 52 A estrutura do revestimento eletrogalvanizado é mais homogênea e simples por ser composta de zinco puro. Sua aparência pode variar de acordo com aditivos e tratamentos especiais quando um fino acabamento for necessário. Geralmente são tratados com cromato para melhorar a aparência, reduzir manchamento e retardar a formação de corrosão branca, que ocorre sobre condições de alta umidade. Já o tratamento com fosfato, melhora a aderência de acabamentos orgânicos, além de aumentar a resistência à corrosão atmosférica do aço. Em peças que não podem ser galvanizadas por imersão a quente, especialmente onde uma alta temperatura traria danos, a eletrodeposição pode ser aplicada, permitindo um processo contínuo de revestimento com zinco. A Figura 2.22 mostra o recobrimento formado por uma camada externa de Zn e várias camadas de liga Fe-Zn que estão unidas metalurgicamente ao metal Base. Figura 2. 22 – Recobrimento formado por uma camada externa de Zn e várias camadas de liga Fe-Zn. (AMERICAN GALVANIZERS ASSOCIATION, 2005). Existem muitas geometrias de células para o processo de eletrogalvanização, como a vertical, a horizontal e a radial. Há muitas variações de projeto, no entanto as linhas utilizadas hoje podem ser classificadas nestes três tipos de células (LINDSAY e O'KEEFE, 1994). 53 2.6. RUGOSIDADES Ra e RZ Sob o ponto de vista funcional, a rugosidade tem uma importância estritamente relacionada com a aplicação do produto. Ela pode influenciar nas propriedades ópticas, mecânicas, elétricas e magnéticas. Entretanto, não existe ainda uma teoria generalizada que explica a influência da rugosidade superficial sobre os fenômenos físicos. Uma superfície de uma peça qualquer, por exemplo, um bloco de motor, quando observada a olho nu, em geral, parece perfeita. Uma análise mais detalhada da mesma mostra que existe uma série de imperfeições, desde aquelas observadas e mensuráveis com instrumentos comuns de medição tais como micrômetros e relógios comparadores (erros macrogeométricos), até erros considerados microgeométricos possíveis de serem medidos somente com instrumentos especiais. Os erros microgeométricos são conhecidos como rugosidade superficial. Em geral, vários fatores são usados na medição da rugosidade superficial. Um perfil de rugosidade consiste de um componente de alta frequência (a rugosidade propriamente dita) e dois componentes de baixa frequência (ondulações e erros de forma). Essa diferenciação é, na realidade, essencialmente uma questão de escala de medição. O primeiro grupo de parâmetros são aqueles relacionados à amplitude, por exemplo, rugosidade Ra, Rz, Rt, Ry, Rp e Rv, dentre outros. Os parâmetros de espaçamento mais comuns são curvatura de pico e curvatura de vale, e inclinação. Sera abordado neste trabalho para medidas de rugosidade a rugosidade Ra e Rz. 2.6.1. Rugosidade Ra Rugosidade Ra é a média aritmética dos valores absolutos dos desvios do perfil (Yi) a partir da linha média como mostra a Figura 2.23 abaixo. As medidas de rugosidade Ra são tomadas porque é o parâmetro de medição mais utilizado e aplicável a maioria dos processos de fabricação e quase todos os equipamentos apresentam este parâmetro. 54 Figura 2. 23 – Rugosidade média Ra 2.6.2. Rugosidade Rz Rugosidade Rz, é a média aritmética dos 5 valores de rugosidade parcial, sendo que define-se por rugosidade parcial (Zi) a forma dos valores absolutos das ordenas das dos pontos de maior afastamento, acima e abaixo da linha média, existentes dentro de um percurso de amostragem comomostra a Figura 2.24 abaixo. O máximo valor de Zi em todos os percursos de amostragem é chamado de máxima média pico vale- Ry e a média aritmética dos valores Zi’s denominado rugosidade média Rz. Figura 2. 24 – Rugosidade média Rz 55 3. MATERIAIS E MÉTODOS Este capítulo apresenta a metodologia empregada para a detecção de tensão residual induzida durante o processo de estampagem. Vários tipos de óleos lubrificantes foram utilizados durante o processo para verificar a influência destes na geração das tensões. Serão confrontados os resultados em análise do óleo de lubrificação típico utilizado no processo de fabricação que é de base mineral com os óleos vegetais usados de maneira opcional. O procedimento adotado na preparação da ferramenta de estampagem para a geração dos corpos de prova, até as condições dos testes serão descritos. Verificou-se através do DRX se houve surgimentode tensões residuais após o processo de conformação. Foi Verificada também a influência dos lubrificantes nas tensões geradas nos ângulos de dobras da peça em estudo assim como a rugosidade Ra e Rz, força de estampagem e corrosão Localizada. 0 3.1. Introdução Para a realização deste trabalho, foi confeccionada uma ferramenta tipo macho e fêmea. Foi extraído parte da carroceria de um automóvel. Foi feito o projeto desta parte em dimensões reais com a finalidade de gerar os corpos de prova. A matéria prima utilizada é a mesma empregada pela indústria automotiva. Os corpos de prova são de aço Eletrogalvanizado Intersticial Free que é o material utilizado pela indústria automobilística na confecção das carrocerias do automóvel Fiat Palio e de fabricação da Usiminas. Uma maior abrdagem sobre a matéria prima empregada será detalhada mais adiante. Durante a estampagem, foram empregados cinco tipos de lubrificantes. O primeiro deles é um óleo refinado de petróleo com nomenclatura de Tirroil Stamp que é o utilizado no processo industrial de estampagem pela Fiat Automóveis. Os outros lubrificantes empregados foram óleos de fontes vegetais: de milho, de canola, de soja e de girassol, adquiridos diretamente do mercado comercial a varejo. Os lubrificantes foram utilizados no estado como recebido. Todos os óleos obedeceram a um padrão em relação às datas de fabricação e validade. As viscosidades dos óleos em estudo bem como as datas de fabricação seguem conforme Tabela 3.1 abaixo: 56 Tabela 3.1 - Parâmetros dos óleos utilizados como lubrificantes Óleo Tirroil Stamp Soja Milho Girassol Canola Viscosidade mPas 140 50.33 53.05 54.50 60.44 Fabricação validade 2013 15/03/2011 02/03/2011 17/02/2011 03/03/2011 3.2. Confecção da Ferramenta de Estampagem Na construção da ferramenta de estampagem, uma das principais fases foi a seleção do aço, tendo sempre em vista à aplicação que será dada a ferramenta. O material usado na confecção da ferramenta é o aço AISI H13. Foi confeccionada no Centro de Usinagem Vertical Discovery 560 da RomiTM, alocado no Laboratório de Usinagem da Universidade Federal de São João Del-Rei uma ferramenta para estampagem a frio tipo macho fêmea. O objetivo de se criar este dispositivo é gerar corpos de provas para os experimentos como mostra a Figura 3.1. Figura 3. 1 – Ferramenta para estampagem tipo macho e fêmea 57 A dureza da ferramenta medida, inicial, foi de 20 RB. Isto devido ao estado inicial do material ser recozido (matéria prima da ferramenta). Enfim, eliminar os efeitos de quaisquer tratamentos térmicos ou mecânicos a que o aço tiver sido anteriormente submetido. Para a elevação da dureza, foi feito o tratamento térmico de têmpera, onde se introduziu a ferramenta no forno Lavoisier alocado no Laboratório de Materiais da UFSJ, de atmosfera aberta controlada, com temperatura máxima de 1200º C. Elevou-se a temperatura para 650º C estabilizando-a por 20min. Após a estabilização, elevou-se a temperatura para 1025º C permanecendo por 2h. Para se evitar a formação de carepas (que é a oxidação da superfície do aço), introduziu-se a ferramenta dentro de uma caixa de grafite. No procedimento seguinte, a peça sofreu um resfriamento brusco em óleo de têmpera concluindo assim a etapa. A dureza sofreu uma alteração significativa sendo que o macho alcançou 66 RC e a fêmea 60 RC. A têmpera tende a tornar o aço excessivamente duro (pouca elasticidade) e frágil (pouca resistência ao choque) e a criar tensões internas, o que é corrigido pelo revenimento, que consiste em reaquecer a peça temperada a uma temperatura inferior à de temperatura da têmpera (zona crítica-fase austenítica). Para o Revenimento, elevou-se a temperatura á 600º C estabilizando-a por um tempo de 45 min, também dentro da caixa de grafite. Foi retirada a ferramenta do forno e resfriada á temperatura ambiente e tomando novas medidas de dureza, conseguiu-se o valor de 50 RC para o macho e de 52 RC para a fêmea. Foi montado um conjunto em aço comercial SAE 1020 para permitir o deslocamento entre as partes de maneira a proporcionar o perfeito encaixe entre ambas, no sentido de gerar os corpos de prova com indica a Figura 3.2 abaixo. O curso da ferramenta é de 28 mm. O sistema de mola é para permitir um melhor retorno após o processo de estampagem. 58 Figura 3. 2 – Ferramenta de estampagem para a confecção dos corpos de prova 3.3. Confecção dos Corpos de prova Ao longo do tempo, aços microligados de alta resistência mecânica, foram desenvolvidos para atender as exigências do mercado. Os primeiros aços fabricados foram os IF (intersticial free) e posteriormente os BH (bake hardening). Os aços microligados IF de elevada resistência para estampagem são usados para peças complexas como: janelas, portas, e capôs de automóveis. São produzidos com baixíssimo teor de carbono e microligados com Ti e Ni. Estes são indicados para estampagem profunda (SCHAFFER, 2009). Os aços de baixo carbono, caracterizam-se por um acréscimo de tensão limite de escoamento (de aproximadamente 40 MPa) durante o tratamento de recobrimento ou pintura. São geralmente usados em peças visíveis tais como capôs, portas, portas traseiras pára-lamas dianteiros e tetos, além das peças estruturais tais como: assoalhos automotivos, reforços, suportes transversais e peças anexas para a indústria automotiva (GORNI, 2006). Para os ensaios foram confeccionados corpos de prova cuja matéria prima utilizada é o aço eletrogalvanizado IF (intersticial Free) que tem como principal característica a sua excelente conformabilidade em relação aos aços carbono-manganês, acalmados ao alumínio convencionail, proporcionando características fundamentais para fabricação de peças de difícil estampagem para a indústria automobilística, como: 59 a) Baixo limite de escoamento (LE), b) Alto valor de coeficiente de anisotropia normal (Rm), c) Resistência ao envelhecimento por precipitação. Os aços IF eletrogalvanizados notabilizam-se por apresentarem níveis ultra baixos de elementos intersticiais como o carbono e o nitrogênio, o que é alcançado durante o processo de refino na aciaria e pela adição de elementos formadores de carbonetos e nitretos (elementos estabilizadores). A redução dos teores de carbono favorece a formação de uma textura de recristalização favorável à conformação de peças. Existem basicamente três tipos de aços IF, com características de estampagem, produzidos atualmente: a) Estabilizados com titânio (IF-Ti); b) Estabilizados com nióbio (IF-Nb); c) Estabilizados com titânio e nióbio (IF-Ti+Nb). Os mecanismos de estabilização dos três tipos de aço listados acima diferem ligeiramente entre si. Nos aços IF-Nb+Ti, o titânio combina com o nitrogênio, formando TiN, e o nióbio combina com o carbono, formando NbC. Nos aços IF-Nb, o nióbio combina com o carbono, formando NbC, e o nitrogênio combina com o alumínio, formando AlN. Finalmente, nos aços IF-Ti é feita adição de titânio suficiente para a formação de TiN e TiC como compostos principais. A chapa utilizada para a confecção das peças foi o aço IF-Ti eletrogalvanizado. O aço IF–Ti apresenta maior índice de anisotropia planar o que reduz o fenômeno de orelhamento e é mais susceptível ao fenômeno de fragilização secundária (GUPTA e BHATTACHARYA, 1990; BLECK, HULKA e PAPAMANTELLOS 1999). Para a confecção dos corpos de prova, foram cortadas peças com dimensões de 69 mm x 113,5 mm e espessura de 0,75 mm do blank (material oriundo do processo de laminação) como mostra a Figura 3.3, cuja composição química segue conforme Tabela 3.2. O material foi doado pela Fiat Automóveis que tem como destino final na indústria a produção da carroceria automotiva. 60 Figura 3. 3 – Ilustração do corpo de prova (blank) Si Mn P S Al Cu Nb V Ti Cr Ni Mo Sn N B Sb 0,01 0,08 0,008 0,012 0,046 0,02 0,003 0,001 0,066 0,01 0,01 0,0 0,002 0,0025 0,0002 0,01 0,0014 C Tabela 3.2 – Composição Química do Aço IF O blank foi recortado por guilhotina e estampado com a ferramenta em uma prensa hidráulica de marca Conemag com capacidade de 400 kN alocada no laboratório de fabricação da UFSJ. Foi produzido um total de 65 corpos de prova para ensaios de difração de raios X, micro indentação, rugosidade Ra e Rz, força de estampagem e corrosão localizada. A Figura 3.4 ilustra a prensa utilizada para a confecção dos corpos de prova. 61 Figura 3.4 – Estampagem dos corpos de prova na prensa Conemag. As cargas de estampagem foram medidas através do software de controle desenvolvido pela MTS, onde os ensaios se processaram no Laboratório de Projeto da FIAT Automóveis alocado na cidade de Betim. A Figura 3.5 abaixo ilustra os corpos de prova para tomadas de medidas experimentais. Os corpos de prova foram conformados de tal forma que a dobras ocorreram paralelamente ao sentido de laminação. Figura 3. 5 – Corpo de prova após o processo de conformação Foram analisadas todas as regiões demarcadas, comparadas entre si pelas medidas de microindentação no ultra micro durômetro DHU-211S – Dynamic Ultra Micro Durômetro 62 Hardness Tester- Shimadzu. Os resultados de indentação mostraram que as regiões de maiores dobras, ou seja, as regiões D e H tiveram uma maior concentração de energia resultando em índices de tensões residuais maiores. Conclui-se que estas foram as regiões em estudo. A Figura 3.6 mostra as partes que serão abordadas neste trabalho de pesquisa. Figura 3. 6 – Ângulos em estudo das amostras 3.4. Ensaios de Difração de Raios X Os experimentos no difrator de raios X foram realizados no Laboratório LADRIX da UFSJ no Campus Dom Bosco. O Difratômetro utilizado foi Lab X – XRD – 6000 Shimadzu ilustrado conforme Figura 3.7, abaixo. Figura 3. 7 – Difrator de Raios X - Lab X – XRD – 6000 Shimadzu 63 Para caracterizar e medir a tensão residual foi feito ensaio no Difrator de Raios X em uma amostra da peça estampada. As medidas foram tomadas em comparação do blank com as regiões D e H como descrita no item 3.3. Neste experimento, procurou-se apenas identificar a intensidade e a natureza das tensões residuais. As regiões mais críticas D e H foram estampadas sem lubrificação, portanto não houve comparações entre os óleos lubrificantes. Para a obtenção do padrão, foi feito uma varredura total no blank (peça tida como padrão) para verificar a incidência através do difratograma dos picos característico do aço em estudo. A fonte geradora de raios X foi a de Cu com comprimento de onda de (λ) de 0,1542 µm. 3.4.1. Procedimento Experimental para o Corpo de Prova No sentido de identificar se houve o surgimento de tensões residuais, foi cortado no maior raio de curvatura da peça estampada na região em estudo D um filete de 10 mm de comprimento e largura de 0,5 mm e acoplado no porta-amostras de pós do DRX. Este procedimento adotado foi para acomodar a amostra a fim de permitir a varredura do feixe de elétrons uma vez que existe um raio de curvatura na peça em estudo. Para comparar as medidas foi recortado no blank uma peça de dimensões 25 x 25 mm e inserida no porta-amostra. Os dados foram comparados a uma amostra obtida da região mais crítica H e descrita no item 3.3. O objetivo é verificar se houve inclusão de tensões residuais e de que naturezas eram (trativas ou compressivas). 3.5. Ensaios de micro indentação 3.5.1. Parâmetros constantes O ensaio de microdureza, foi executado com uma força máxima de 500 mN, força mínima de 1,96 mN com velocidade de leitura de 1,0 mN/s, e raio de posição do indentador de 0,070 para tomada de todas as medidas. Nesses ensaios um penetrador de diamante, muito pequeno, com geometria piramidal, é forçado contra a superfície do corpo de prova. A impressão resultante é observada sob um microscópio e medida; essa medição é então convertida em um número de índice de dureza. Os números de dureza Vickers é designado por HV. 64 Esse método é conhecido como método de ensaio de micro dureza com base na carga e no tamanho do penetrador (ASTM E92, 2003; ASTM E384, 2006). Os corpos de prova foram subdivididos em seções de acordo com as curvas originais. As partes analisadas neste estudo experimental foram as descritas no item anterior, corpos de prova. O equipamento de medição usado foi Ultra Micro Durômetro DUH-211S Dynamic Ultra Micro Hardness Tester Shimadzu alocado no Laboratório de Microcospia da UFSJ ilustrado na Figura 3.8. Figura 3. 8 – Ultra Micro Durômetro DUH-211S O seccionamento das amostras e do blank para a análise no ultra microdurômetro se deu por meio de disco com lubrificação para evitar a inclusão de tensão. As amostras seccionadas foram embutidas com barquelite, polidas em lixas com granulometria que variam de 240, 320, 400, 600, 800, 1000 até 1200 mesh. Em seguida realizou o polimento de acabamento em feltro impregnado com pasta de alumina 3 µm. Foi feito para cada lubrificante 3 repetições com 3 réplicas em cada ângulo. A réplica consiste na repetição da condição experimental, proporcionando a estimativa do erro experimental de uma resposta individual. A extensão desse erro é importante na decisão se existem ou não efeitos significativos que possam atribuir à ação dos fatores (WERKEMA e AGUIAR, 1996). 65 O número total de medidas para os 5 óleos lubrificantes usados foi de 180. Foram feitas 90 medidas para cada ângulo (1 e 2) e 45 medidas para cada posição interno e externo. A Figura 3.9 mostra os corpos de prova para medidas de indentação. As amostras foram embutidas para dar uma precisão e melhorar a acomodação no porta-amostras do equipamento. As medidas de dureza foram comparadas as medidas do blank. Figura 3. 9 – Amostras para análise de indentação 3.5.2. Variáveis de Controle As variáveis de controle adotadas neste estudo foram os ângulos internos (B2), os ângulos externos (B1) das curvaturas e o tipo de óleo lubrificante usado no processo. A Tabela 3.3 apresenta os fatores com os repetíveis níveis. Tabela 3.3 - Fatores de controle adotados para os experimentos indentação. Variáveis de controle Unidade Nº de níveis Especificação Posição Ângulos Internos [º] 2 B1 Posição Ângulos Externos [º] 2 B2 5 A Óleos O controle dos níveis foi satisfeito, sendo as amostras, os níveis de medidas confrontados com os respectivos óleos lubrificantes. 66 3.5.3. Variável de Resposta A variável de resposta nos ensaios de indentação é a medida de micro dureza nas seções dos ângulos internos e externos. Em todos os experimentos as medidas foram coletadas perto das bordas inferiores e superiores através da impressão deixada pelo indentador, conforme mostra a Figura 3.10 e registrado pelo microscópio óptico Olympus BX 51, alocado no laboratório de Microestrutura na UFSJ. A Figura 3.11, ilustra a micro impressão deixada no ângulo C1. Borda superior Borda inferior Figura 3. 10 – Impressão deixada pelo indentador na posição B1 e B2 Figura 3. 11 – Micro impressão deixada no ângulo C1 67 Embora exista uma camada de Zn nas superfícies as medidas não foram influenciadas uma vez que se adotou um procedimento padrão para todas as medidas. 3.5.4. Planejamento Estatístico Para avaliar a influência dos fatores (variáveis de controle) adotados nas forças de indentação e nos parâmetros de variáveis de controle, foi adotado um planejamento fatorial. Neste tipo de planejamento, em cada tentativa ou replicação, todas as possíveis combinações dos níveis dos fatores estudados são avaliados. Dessa forma, além de avaliar o efeito de cada variável de controle individualmente, é possível avaliar a interação entre as mesmas. Planejamentos fatoriais permitem que o efeito de um fator seja estimado em diferentes níveis dos outros fatores admitindo conclusões que são válidas nos níveis dos fatores estudados não podendo ser extendidas para níveis não analisados no planejamento, por se tratar de um modelo de efeitos fixos. As observações em um modelo fatorial podem ser descritas por um modelo estatístico. Neste estudo, como foram adotadas três variáveis de controle, o modelo estatístico é denominado com 3 fatores de efeitos fixos e é representado conforme a Equação 3.1. y ijkl µ τ i β j γ k (ττβ)ij τγ βγ τβγ ε ijkl ik jk ijk (Eq. 3.1) Sendo: i = 1,2 j = 1,2 = 1,2,3,4,5. Em que µ é média geral, τi é o efeito do i-ésimo nível do fator B1, βj é o efeito do jésimo nível do fator B2, γk é o efeito do k-ésimo nível do fator óleo, (τβ)ij é o efeito da interação do i-ésimo nível do fator B1com o j-ésimo nível do fator B2, (τγ)ik é o efeito da interação do i-ésimo nível do fator B1 com o k-ésimo nível do fator óleo, (βγ)jk é o efeito da interação entre j-ésimo nível do fator B2 com o k-ésimo nível do fator óleo, (τβγ)ijk é o efeito da interação entre o i-ésimo nível do fator B1 com o j-ésimo nível do fator B2 e com k-ésimo nível do fator óleo, e εijkl é o erro experimental associado à observação yijkl, sendo l o número 68 de replicações dos experimentos. Como as medidas foram replicados três vezes, em dois ângulos foram realizados 6¹x 3¹x 2¹ experimentos, ou seja, 180 experimentos. Através do planejamento fatorial foram testadas as seguintes hipóteses sobre igualdade dos níveis das variáveis de controle do fator B1, H0 : τ¹= τ² = 0 H1 : pelo menos um τi ≠ 0 Sobre a igualdade do nível do fator B2, H0 : ¹= ²=0 H1 : pelo menos um j ≠0 Sobre a igualdade dos níveis do fator Óleo, ³= 4 = H1 : pelo menos um k ≠0 H0 : ¹= ²= 5 =0 A ordem de execução dos 180 ensaios foi aleatória para cada tipo de lubrificante, para garantir que o erro experimental observado seja uma variável aleatória independentemente e identicamente distribuída. Através de uma análise de variância (ANOVA), todas as hipóteses formuladas foram testadas. Considerando a distribuição dos termos do erro experimental (εijkl) como normalmente e independentemente distribuídos e com variância constante, pode-se dizer que as razões dos quadrados médios (QM) são distribuídas segundo a distribuição F com os respectivos graus de liberdade da fonte de variação e com os graus de liberdade do erro. Para cada fonte de variação a hipótese nula é rejeitada se a estatística (Fo) calculada for maior que um valor tabelado (F) (α;g.l .FV; g.l. Erro), ou seja, quando o valor P for menor que α, onde α é o nível de significância dos testes. Para todos os testes foi adotado α igual a 0,05. Para ver mais detalhes sobre o delineamento experimental adotado e outros aspectos do tratamento estatístico ver MONTGOMERY (2001). 69 Nos casos em que alguma fonte de variação apresenta diferença nas médias de seus níveis, é necessário identificar quais níveis ou combinação de níveis são estatisticamente diferentes. Com este fim foi aplicado o teste de contraste. 3.6. Medidas de Rugosidade Ra e Rz 3.6.1. Parâmetros Constantes Para medição de rugosidade dos corpos de prova estampados, foi utilizado um Rugosímetro Surftest SJ-400 Mitutoyo, conforme Figura 3.12, alocado no Laboratório de Processos de Fabricação de DEMEC na Universidade Federal de São João Del Rei. Como parâmetros constantes para tomadas de medidas cut-off (comprimento de amostragem) de 4 mm e a unidade de medida em µm. Figura 3. 12 – Rugosímetro Surftest SJ-400 Mitutoyo Os corpos de prova foram obtidos após o processo de estampagem com variação do fluido lubrificante. As medidas foram tratadas estatisticamente pela análise fatorial. Foram produzidos 3 corpos de prova a serem analisados para cada óleo lubrificante. Foi feito para cada óleo lubrificante 3 repetições com 3réplicas em cada ângulo interno e externo. A réplica consiste na repetição da condição experimental, proporcionando a 70 estimativa do erro experimental de uma resposta individual. A extensão deste erro é importante na decisão se existem ou não efeitos significativos que possam atribuir a ação dos fatores (WERKEMA e AGUIAR, 1996). As medidas de rugosidade tomadas foram as de Ra e Rz, onde: 3.6.2. Variáveis de Controle As variáveis de controle adotadas neste estudo foram os ângulos internos (C1), os ângulos externos (C2) das curvaturas e os tipos de óleo lubrificante usado no processo. A Tabela 3.4 apresenta os fatores com os repetíveis níveis. Tabela 3.4 - Fatores de controle adotados para os experimentos de rugosidade Ra e Rz. Variáveis de controle Unidade Nº de níveis Especificação Ângulos [º] 2 C1 Ângulos [º] 2 C2 Posição do Ângulo Interno 2 B1 Posição do Ângulo Externo 2 B2 Óleos 5 A 3.6.3. Variáveis de Resposta A variável de resposta nos ensaios de rugosidade são as medidas de rugosidade Ra e Rz das seções dos ângulos internos e externos. Em todos os experimentos as medidas foram coletadas nas curvas das regiões D e nas posições inferiores e, conforme ilustrado na Figura 3.13 abaixo. 71 Figura 3. 13 – Medição da rugosidade 3.6.4. Planejamento Estatístico Para avaliar a influência dos fatores (variáveis de controle) adotados nas forças de corte e de avanço e nos parâmetros de rugosidade média e máxima, foi adotado um planejamento fatorial. Neste tipo de planejamento, em cada tentativa ou replicação, todas as possíveis combinações dos níveis dos fatores estudados são avaliados. Dessa forma, além de avaliar o efeito de cada variável de controle individualmente, é possível avaliar a interação entre as mesmas. 3.7. MEDIÇÕES da carga de estampagem Para medida da carga de estampagem, os ensaios se processaram no Laboratório de Experimentação Carroceria e Chassi- Locação: Galpão 28: sala 24 da FIAT AUTOMÒVEIS na cidade de Betim, sendo utilizados os equipamentos: a) Equipamento MTS b) Atuador Hidráulico com servo válvula MTS c) Uma célula de carga de 10 toneladas d) Software de controle desenvolvido pela MTS 72 A Figura 3.14, ilustra os corpos de prova sendo confeccionados na prensa para tomadas de medidas de carga dos processos experimentais. Foram feitas três réplicas para cada tipo de óleo lubrificante no total de 15 corpos de prova. O sistema de aquisição de carga composto por estes equipamentos foi interligado em um micro computador acoplado a um software de controle desenvolvido pela MTS. Figura 3. 14 – Prensa atuador hidráulico e célula de cargas para tomada de força 3.7.1. Planejamento Experimental Alguns parâmetros do processo de prensagem, por não serem alvos do estudo e com o fim de redução do número de ensaios, foram mantidos constantes, tais como velocidade de avanço e retorno do punção mantido em 47 segundos, a distância do curso da ferramenta em 28 mm e a temperatura ambiente. Para cada tipo de lubrificante utilizado no processo de estampagem na confecção da peça, a ferramenta foi limpa com éter, álcool e detergente, a fim de mantê-la isenta de impurezas no sentido de evitar contaminação. 3.7.2. Variáveis de Controle A variável de controle adotada neste estudo foram os tipos de óleos usados no processo de lubrificação, Tabela 3.5. 73 Tabela 3.5 - Variável de controle adotada. Variável de controle Unidade Óleos lubrificantes Nº de níveis Especificação 05 A 3.7.3. Variáveis de resposta A variável de resposta utilizada no processo de estampagem avaliado neste trabalho como carga da prensa (N) foi monitorada em todos os experimentos. Os equipamentos utilizados para monitoramento e medição de tais variáveis foram apresentados no item 3.7. 3.7.4. Planejamento Estatístico Para avaliar a influência dos fatores adotados na aplicação carga do punção no processo de estampagem foi adotado a Anova (Análise de variância). Foram produzidos quinze corpos de prova, assim obteve-se a adoção de três réplicas para cada condição experimental em relação ao óleo de lubrificação usado. 3.8. Análises de Corrosão Localizada O objetivo de estudar a suscetibilidade a corrosão dos aços eletrogalvanizados IF decorre da utilização destes aços pela indústria automobilística. Assim sendo, torna-se necessário avaliar a resistência à corrosão em meios com alta agressividade, tal como íons Cle poluição por CO2. Neste item serão apresentados os ensaios eletroquímicos realizados para avaliar a influência do tipo de lubrificante no processo de corrosão das amostras de aços, bem como avaliar se o processo de conformação afeta na camada protetora eletrodepositada de zinco. Estes ensaios são necessários para compor um quadro de resultados capaz de caracterizar a suscetibilidade a corrosão destes aços, influenciada pelo tipo de conformação e o óleo lubrificante utilizado neste processo. A metodologia adotada na fase experimental deste trabalho foi dividida em 2 etapas: a) Ensaios de polarização; b) Ensaios de potencial VS. Tempo. 74 As amostras foram imersas em solução de 3,5% de NaCl á temperatura ambiente. A solução reproduz as condições mais severas da água do mar. O pH pode ser definido como potencial de hidrogenação que mede o grau de acidez do meio. Deste modo, o valo médio do pH medido na solução de 3,5% de NaCl é de 7,39. Estas medidas foram realizadas través do equipamento HI 2221 Calibration Check pH/ORP Meter – Hanna Instruments alocados no laboratório de corrosão da UFSJ. Sabe-se que a temperatura tem influência na medida do pH variando em cerca de 0,1 a cada 5ºC. Este dado é automaticamente ajustado pelo equipamento. 3.8.1. Curva de Polarização Potenciostática Para a realização deste ensaio, utilizou-se uma célula eletroquímica convencional de três eletrodos. Esta célula é constituída por um eletrodo de referência tipo calomelano saturado (ECS), um contra eletrodo de platina e o eletrodo de trabalho constituído pelas amostras do material oriundo do processo de conformação de estampagem. A Figura 3.15, apresenta a amostra em uma célula acoplada a um potenciostato AUTOLAB PGSTAT101. Para a confecção das amostras foi feito um isolamento dos corpos de prova, com uma área útil de ensaios definida de 1,0 cm², soldada com um filamento de Cu totalmente isolado. A área exposta para análise foi a de maior concentração de tensão conforme descrito no item 3.3. Todos os ensaios foram realizados em triplicata para cada tipo de óleo lubrificante. Para todas as tomadas experimentais o ECS foi calibrado através do calibrador HI 2221 Calibration Check Meter Instruments – Hanna alocado no laboratório de Corrosão da UFSJ. Os dados foram analisados pelo software PGSTAT 101 da Autolab Potenciostat / Galvanostat. A Figura 3.15 ilustra a célula eletroquímica de 3 eletrodos montada. 75 Figura 3. 15 – Célula eletroquímica de 3 eletrodos montada para traçar a curva catódica do aço IF em solução naturalmente aerada de 3,5% de NaCl. 3.8.2. Curvas de potencial pelo tempo No ensaio de potencial ao longo do tempo, foram construídos 6 eletrodos de trabalho do aço em estudo, sendo cada um estampado com um óleo lubrificante diferente, confrontando com a amostra do blank. Para a confecção das amostras foi feito um isolamento dos corpos de prova, sendo que a área exposta para análise foram as regiões D e H, tidas como as de maior concentração de tensão como descrito no item 3.3. Estes eletrodos foram imersos em solução de 3,5% de NaCl com o pH de 7,44. Os potenciais foram monitorados inicialmente por duas vezes ao dia passando depois de 480 horas para uma vez ao dia. Para realizar as medidas de potencial foram utilizados um eletrodo de referência de calomelano saturado (ECS) e um multímetro. A Figura 3.16, representa os corpos de prova em ensaio. 76 Figura 3. 16 – Corpos de prova em ensaio de Potencial x Tempo em solução de 3,5% de NaCl, naturalmente aerada. 77 4. ANÁLISE DOS RESULTADOS A seguir serão apresentados os resultados e discussões dos experimentos de difração de raios X, microindentação, rugosidade Ra e Rz, carga de estampagem e corrosão. Serão apresentadas as influências das variáveis de controle (fatores) estudadas nas diversas variáveis de respostas. Através das Anovas, planejamentos fatoriais, gráficos e do referencial teórico contido na revisão bibliográfica será feita a discussão dos resultados alcançados neste trabalho. 0 4.1. Experimentos de Difração de Raios X A tensão em um material pode causar dois efeitos distintos sobre o difratograma. Se a tensão corresponder a um esforço uniforme, compressivo ou distensivo, também chamado de macrotensão (macrostress) as distâncias das células unitárias dos cristais irão, respectivamente, diminuir ou aumentar, ocasionando um deslocamento na posição dos picos difratados. O deslocamento da geometria θ-2θ para θ-θ segundo a lei de Bragg, seguido da varredura para duas ou mais linhas de difração, possibilita a determinação da macrotensão presente em uma amostra sólida. Pelas medidas através do DRX, a Tabela 4.1 representa o ângulo de difração e a distância interplanar (D) medida no blank (material antes de estampar) em confronto com a medida na região H (tida como a mais crítica). Nota-se através da Tabela 4.1 abaixo, que os resultados dos picos característicos do material ficaram bem caracterizados bem como a distância dos planos. Quando comparados com a região H, há uma distorção dos picos indicando a existência de tensão residual de compressão, que se evidência pela redução da distância interplanar dos picos difratados e o deslocamento do pico (distância angular) para a direita. Tabela 4.1 - Medidas das distâncias intrerplanares do blank e amostra H Blank Região H Ângulo D Ângulo D 36,4473 2,46317 36,6537 2,44977 78 A Figura 4.1, conjugada com as Figuras 4.2 e 4.3, explicam a distribuição de tensões residuais na peça estampada. Na Figura 4.1, procura-se mostrar como detectar a presença de tensões residuais macros e micros e seu sinal pelo deslocamento angular do pico de difração. Se a tensão corresponder a um valor uniforme, compressivo ou trativo, também chamado de macrotensão, as distâncias das células unitárias dos cristais vão, respectivamente, diminuir ou aumentar, ocasionando um deslocamento dos picos difratados como visto na Tabela 4.1. A Figura 4.2, mostra o difratograma do blank ao passo que a Figura 4.3 representa o resultado da amostra da região em estudo H. Esforços não uniformes estão relacionados a forças de tração e de compressão simultâneas, as quais resultam em alargamentos de picos difratados em sua posição original. Este fenômeno chamado de microtensão, esta relacionado aos deslocamentos. Figura 4.1 – Efeitos dos esforços uniformes e não uniformes sobre a estrutura cristalina compressivo e trativo. 79 Figura 4.2 – Difratograma da amostra do blank pelo método DRX Figura 4.3 – Difratograma da amostra H pelo método DRX Fica evidenciado que após o processo de conformação de estampagem, houve a inclusão de tensões residuais tipo 1 de compressão na borda superior da amostra em comparação com o blank. 80 4.2. Resultados de MicroIndentação Na Tabela 4.2 é apresentada a ANOVA (análise de variância) da variável de medidas de microindentação Vickers. Para todas as variáveis estudadas (efeitos principais) a hipótese nula (H0) foi aceita para a variável de entrada C, a interação de B x C, a interação de A x B e a multi interação A x B x C. Para todas as outras variáveis, a hipótese nula foi rejeitada já que se obteve o valor da estatística calculada (F0) maior que a estatística tabelada (Ftab) ao nível de significância α igual a 5% (valor P<0,05). Admite ainda que as variáveis de entrada A (óleos) e B (posição), tem influência nos resultados nas medidas de indentação. Como foi referido, foram avaliados cinco óleos lubrificantes. O variável ângulo referese ás regiões estudadas (D e H). A variável posição (B) refere-se a medida na região interna ou externa do ângulo. Tabela 4.2 – ANOVA de Medidas de microindentação Vickers Fonte Var. SQ GL MQ F0 Ftab Decisão Ângulos (C) 0,000492 1 0,000492 0,011589 3,900236 aceita 2,8995 4 0,724875 17,07023 2,428164 rejeita Posição (B) 0,753628 1 0,753628 17,74734 3,900236 rejeita Interação AC 0,522582 4 0,130645 3,076597 2,428164 rejeita Interação BC 0,029213 1 0,029213 0,687939 3,900236 aceita Interação AB 0,137417 4 0,034354 0,809018 2,428164 aceita Interação ABC 0,101152 4 0,025288 0,595513 2,428164 aceita SS Erro 6,794285 160 0,042464 Total 11,23827 179 Óleos (A) Pela análise de variância, pode-se constatar que todos os lubrificantes influenciam os resultados da dureza, bem como a posição (B) de medida. Verificamos que não houve diferença significativa em relação à dureza medida na região D da medida na região H. Também verificamos que existe interação entre o óleo e o ângulo, isto é, existe pelo menos um ângulo associado a pelo menos um óleo que fornece uma dureza diferente das demais. 81 Considerando que a dureza exprime a presença de tensões residuais no corpo, o fato de haver durezas diferentes dependendo do óleo lubrificante utilizado, indica que haverá um óleo que proporcionará tensões residuais mais favoráveis à resistência à fadiga do produto estampado. Através dos resultados obtidos verificou-se que o melhor resultado foi o óleo a1, sendo que para os óleos a2, e a5 segundo a Tabela 4.4 (contraste entre os óleos) estes tem o mesmo comportamento verificando a igualdade entre eles. O óleo a4 exibiu um comportamento intermediário, e o óleo a3 ficou com o pior resultado. Considerando todos os parâmetros de tomadas de medidas como padrão, as medidas de Indentação para cada tipo de lubrificantes são mostradas na Tabela 4.3. Tabela 4.3 - Somatório das medidas de microindentação para cada tipo de óleo estudado Óleo Tirroil (a1) Soja (a2) Canola (a3) Girassol (a4) Milho (a5) Indentação 2 (N/mm ) 71,34 67,30 57,45 64,48 66,60 As Tensões residuais são as existentes nos perfis e chapas antes mesmo destes serem colocados em uso, pois o elemento estrutural apresenta um estado inicial de tensões ao qual se superpõem as tensões originárias das ações externas. Algumas causas do aparecimento destas tensões residuais são o resfriamento desigual das chapas de aço após a laminação a quente e também a operação de fabricação. Sabe-se também que o valor e a distribuição das tensões residuais dependem basicamente da geometria da seção transversal do tipo de aço e dos processos utilizados na fabricação dos perfis. Nos perfis laminados, as tensões residuais são especialmente de natureza térmica. Após o processo de laminação as partes mais expostas dos perfis (por exemplo, extremidades das mesas e meio da alma) se resfriam mais rápido e posteriormente, para conter o resfriamento do restante do perfil, essas partes automaticamente ficam comprimidas e as demais, por conseguinte tracionadas. Pode-se dizer que após o processo de conformação de estampagem, haverá a inclusão de mais tensão residual compressiva, comprovado pelas medidas no item 4.1 (difração de raios X), e de indentação. Isto é justificado porque após o processo de conformação, quando as cargas do processo são aliviadas, no esforço de manter o equilíbrio, as fibras centrais do 82 material, que escoaram menos, tendem a voltar para o seu comprimento inicial e forçar as fibras externas a se encurtarem mais do que elas desejariam, pois como elas escoram mais elas se acomodariam a um comprimento maior que o inicial. Estas medidas são adicionadas as existentes oriundas do processo de estampagem sobressaem sobre as medidas trativas, fato este que evidencia as medidas de indentação tipo compressão. O tipo de óleo utilizado para este processo tem influência direta. Para as variáveis C (ângulos), não há influência mesmo porque as medidas dos dois ângulos são de 90º. Em análise do contraste para se verificar a igualdade dos óleos, pode observar que existe diferença entre os mesmos exceto para a combinação a5-a2 que são iguais. Tabela 4.4 - Contraste entre óleos utilizados na lubrificação Contraste C C²/2n GL MSC F0 Ftab Conclusão a3-a1 -13,8907 10,71959 1 10,71959 252,4395 4,96 diferentes a3-a4 -7,03686 2,750967 1 2,750967 64,7835 4,96 diferentes a3-a5 -9,15114 4,652409 1 4,652409 109,5613 4,96 diferentes a3-a2 -9,85186 5,392175 1 5,392175 126,9823 4,96 diferentes a1-a4 6,85388 2,60976 1 2,60976 61,45816 4,96 diferentes a1-a5 4,7396 1,247989 1 1,247989 29,38935 4,96 diferentes a1-a2 4,03888 0,906253 1 0,906253 21,34167 4,96 diferentes a4-a5 -2,11428 0,248343 1 0,248343 5,848326 4,96 diferentes a4-a2 -2,815 0,440235 1 0,440235 10,36725 4,96 diferentes a5-a2 -0,70072 0,027278 1 0,642385 0,642385 4,96 São iguais Observa-se que pela fonte de variação posição do ângulo externo (B1) e interno (B2) que há influência nas medidas de indentação. Isto se explica devido haver maior concentração de tensões internas influenciadas pelo processo de conformação e tem como conseqüência o surgimento de mais tensões residuais compressivas nas bordas externas e trativas nas bordas do centro. O gráfico da Figura 4.4, mostra o somatório das repetições por ângulo e exibe o 83 comportamento dos óleos em relação á posição das medidas dos ângulos internos (B2) e externos (B1). Observa-se que em todas as posições, o óleo a1 tem o melhor comportamento em relação ao surgimento de tensões residuais compressivas. Os óleos a5 e a2 são iguais de acordo com a tabela do contraste. Pelo gráfico observa-se o comportamento do óleo a3 em desconforme com os demais o que o desqualifica em relação às medidas de indentação. Figura 4.4 – Comportamento dos óleos VS medidas dos ângulos internos e externos Em análise da interação entre as variáveis óleo (A) e ângulos (C), verifica-se que os óleos têm influência nas medidas de indentação nos ângulos C1 e C2. Pelo contraste entre a1c1-a1c2 verifica-se a condição de igualdade paras medidas de indentação, ou seja, seu efeito nos ângulo não é diferenciado. Em contrapartida, existe desigualdade entre este óleo e os outros lubrificantes para tomadas de medidas em relação aos ângulos. Verifica-se a igualdade entre a2c1-a2c2, ou seja, para os dois ângulos, todos os lubrificantes em questão são iguais. Condição semelhante entre a2c1-a4c2 e desigual entre as medidas entre os demais óleos. A condição de igualdade verificada entre a variável a3c1-a3c2 não sendo possível mais esta condição. 84 De um modo geral, pode-se afirmar que a igualdade a5c1-a5c2, fica comprovada a semelhança existente entre os óleos a5 e a2 que tem o mesmo comportamento de medidas entre os ângulos e se aceita a igualdade entre estes óleos e os ângulos. Tabela 4.5 - Contraste ente A (óleos) x C (ângulos) Contraste C C2/2n GL MSC F0 Ftab Decisão a1c1-a1c2 0,0456 0,0001155 1 0,00012 0,00272 3,90024 aceito a1c1-a2c2 3,61359 0,7254463 1 0,72545 17,0838 3,90024 rejeito a1c1-a3c2 6,8504 1 2,60711 61,3958 3,90024 rejeito a1c1-a4c2 1,96653 0,2148467 1 0,21485 5,0595 3,90024 rejeito a1c1-a5c2 2,54824 0,3607515 1 0,36075 8,49547 3,90024 rejeito a2c1-a1c2 -0,4253 0,0100484 1 0,01005 0,23663 3,90024 aceito a2c1-a2c2 3,1427 0,548698 1 0,5487 12,9215 3,90024 rejeito a2c1-a3c2 6,37951 2,2610082 1 2,26101 53,2453 3,90024 rejeito a2c1-a4c2 1,49564 0,1242744 1 0,12427 2,92658 3,90024 aceito a2c1-a5c2 2,07735 0,2397435 1 0,23974 5,64581 3,90024 rejeito a3c1-a1c2 -7,0403 2,7536882 1 2,75369 64,8476 3,90024 rejeito a3c1-a2c2 -3,4724 0,6698453 1 0,66985 15,7744 3,90024 rejeito a3c1-a3c2 -0,2355 0,0030822 1 0,00308 0,07258 3,90024 aceito a3c1-a4c2 -5,1194 1,4560199 1 1,45602 34,2883 3,90024 rejeito a3c1-a5c2 -4,5377 1,143929 1 1,14393 26,9388 3,90024 rejeito a4c1-a1c2 -4,8874 1,3270106 1 1,32701 31,2502 3,90024 rejeito a4c1-a2c2 -1,3194 0,0967062 1 0,09671 2,27737 3,90024 aceito a4c1-a3c2 1,91745 0,2042564 1 0,20426 4,81011 3,90024 rejeito a4c1-a4c2 -2,9664 0,4888693 1 0,48887 11,5126 3,90024 rejeito a4c1-a5c2 -2,3847 0,3159357 1 0,31594 7,44008 3,90024 rejeito a5c1-a1c2 -2,1914 0,266781 1 0,26678 6,28252 3,90024 rejeito 2,60711 85 a5c1-a2c2 1,37663 0,1052839 1 0,10528 2,47937 3,90024 aceito a5c1-a3c2 4,61344 1,1824349 1 1,18243 27,8456 3,90024 rejeito a5c1-a4c2 -0,2704 0,0040629 1 0,00406 0,09568 3,90024 aceito a5c1-a5c2 0,31128 0,0053831 1 0,00538 0,12677 3,90024 aceito 4.3. Experimentos Tomados para Medidas de Rugosidade Ra e Rz. 4.3.1. Rugosidade Ra A Tabela 4.6 é apresentada a ANOVA da variável rugosidade Ra. Para todas as variáveis estudadas (efeitos principais), a hipótese nula (H0) foi aceita para as interações AxB e a multi interação AxBxC. Para todas as outras variáveis, a hipótese nula foi rejeitada já que se obteve o valor da estatística calculada Fo maior que a estatística tabelada F tab ao nível de significância α igual a 5% (valor P<0,05). Admite ainda que as variáveis de entrada A, B, e C têm influência nos resultados de rugosidade Ra bem como a interação entre A x C e a interação de B x C. Tabela 4.6 - ANOVA do parâmetro de rugosidade máxima Ra Fonte Var SQ GL MQ F0 Ftab Decisão Óleos (A) 0,321031 4 0,080258 4,82548 2,37 Rejeita Posição (B) 76,11501 1 76,11501 4576,397 3,84 Rejeita Ângulos (C) 2,260161 1 2,260161 135,8916 3,84 Rejeita Interação AB 0,147189 4 0,036797 2,212424 2,37 Aceita Interação AC 0,251153 4 0,062788 3,775133 2,37 Rejeita Interação BC 0,279267 1 0,279267 16,79087 3,84 Rejeita Interação ABC 0,040991 4 0,010248 0,616145 2,37 Aceita SS Erro 2,661133 160 Total 82,07594 179 0,016632 86 Pela Anova, verifica-se a variável dos óleos (A) usados na lubrificação em influência direta nas medidas da rugosidade Ra. A somatória das medidas de rugosidade Ra (µm) para cada tipo de lubrificantes é mostrada na Tabela 4.7. Tabela 4.7 - Medidas de rugosidade Ra Óleo Tirroil (a1) Soja (a2) Canola (a3) Girassol (a4) Milho (a5) Rugosidade Ra µm 33,82 34,13 33,66 34,50 37,76 Nos processos de conformação, o escoamento de material é causado pela pressão transmitida pela matriz para a peça conformada. Portanto, as condições de atrito na interface matriz e material têm influência no escoamento do metal, formação de defeitos superficiais e internos, tensões e forças atuantes no processo. Tais condições dependem basicamente do tipo de lubrificação adotada. Pela Tabela 4.7 de rugosidade Ra observa-se que as medidas foram próximas exceto a variável a5 que foi desfavorável em relação às outras variáveis porque se entende que uma rugosidade maior é indesejada, pois pode gerar mais tensão residual. Tal fator não se explica em função da viscosidade dos óleos embora seja a viscosidade do óleo mineral significativamente maior em relação aos óleos vegetais visto na Tabela 2.3. Este fato será alvo de estudos posteriores. Em relação á análise ao contraste entre os óleos pode-se dizer que pela decisão há igualdade entre todos os óleos quando combinados entre si. Este comportamento, não se aplica quando se combina o óleo a5 com os demais que apresenta um resultado de desigualdade. Isto pode ser verificado através da Tabela 4.8 de contraste entre os óleos. 87 Tabela 4.8- Contraste entre os óleos Contraste C C²/2n GL a1-a3 0,16 0,00142 1 a1-a2 -0,31 0,00533 a1-a4 -0,68 a1-a5 MSC F0 Ftab Decisão 0,00142 0,08551 3,84 São Iguais 1 0,00533 0,32099 3,84 São Iguais 0,02568 1 0,02568 1,54453 3,84 São Iguais -3,94 0,86242 1 0,86242 51,8529 3,84 São Diferentes a2-a3 0,47 0,01227 1 0,01227 0,73786 3,84 São Iguais a2-a4 -0,37 0,00760 1 0,00760 0,45728 3,84 São Iguais a2-a5 -3,63 0,73205 1 0,73205 44,0143 3,84 São Diferentes a3-a4 -0,84 0,0392 1 0,0392 2,35689 3,84 São Iguais a3-a5 -4,1 0,93388 1 0,93388 56,1498 3,84 São Diferentes a4-a5 37,76 79,2120 1 79,2120 4762,608 3,84 São Diferentes Segundo a análise de variância, a variável posição do ângulo interno (B1) e externo (B2) influência nas medidas de rugosidade Ra. Existe uma diferença significativa de leitura da rugosidade entre as posições sendo que as somatórias das medidas tomadas foram para B1 = 145,46 µm e para B2 = 28,41 µm. No processo de estampagem, o trabalho a frio é a deformação realizada sob condições em que os processo de recuperação e recristalização não são efetivos. O trabalho a frio é acompanhado do encruamento do metal, que é ocasionado pela interação das discordâncias entre si e com outras barreiras tais como contornos de grão, que impedem o seu movimento através da rede cristalina. A deformação plástica produz também um aumento no número de discordâncias, as quais, em virtude de sua interação, resultam num elevado estado de tensão interna da rede cristalina. A estrutura característica do estado encruado examinada ao microscópio eletrônico apresenta dentro de cada grão, regiões pobres em discordâncias, cercadas por um emaranhado altamente denso de discordância nos planos de deslizamento. Tudo isto resulta macroscopicamente num aumento de resistência e dureza e num decréscimo de ductilidade do material. A rugosidade Ra do ângulo interno é menor devido ao 88 alongamento dos grãos no sentido vertical tornando os picos de rugosidade muito próximos entre si não permitindo a formação de vales o que torna as leituras de medidas menores ao passo que sofre um alongamento dos mesmos no sentido horizontal na posição externa do ângulo distanciando os picos tendo como consequência a formação de vales o que permite uma medida de rugosidade maior. Através da fonte de variação ângulos (C), embora eles tenham o mesmo valor, há uma diferença de medidas de rugosidade Ra. As medidas são de 76,85 µm para C1 e de 97,02 µm para C2. Isto se explica devido à acomodação do blank na ferramenta primeiro pelo ângulo C1 devido à diferença do curso de prensagem aderindo depois ao ângulo C2 quando o processo termina. Já para a interação entre A (óleos) x C (ângulos), pode-se concluir segundo a análise de variância pelo resultado de rejeição que existe influência. A melhor condição é a4c1com valores muito próximos aos atingidos pela interação a1c1. O resultado mais desfavorável é a interação a5c2. Conclui-se que os óleos têm comportamentos semelhantes com exceção do óleo de milho (a5). Isto se verifica através da Tabela 4.9, abaixo: Tabela 4.9 – Interação entre óleos (A) e ângulos (C) a1c1 a1c2 a2c1 a2c2 a3c1 a3c2 a4c1 a4c2 a5c1 a5c2 14,99 18,83 15,18 18,95 15,9 17,76 14,88 19,62 15,9 21,86 Desdobrando os níveis de B e C dentro da interação B x C sendo que a combinação b2c1 exibiu o menor índice de rugosidade Ra para ângulo interno e b1c1 para tomadas de medidas para o ângulo externo. A Tabela 4.10 mostra os contrastes e revela que as interações entre as variáveis não existe igualdade. 89 Tabela 4.10 - Contraste entre as variáveis posição(B) e ângulos (C) parta rugosidade Contraste C C²/2n GL MSC F0 Ftab Decisão b1c1-b1c2 -6,54 5,34645 1 5,34645 321,454 3,893934 diferentes b1c1-b2c1 62,07 481,5856 1 481,5856 28955,22 3,893934 diferentes b1c1-b2c2 48,44 293,3042 1 293,3042 17634,84 3,893934 diferentes b1c2-b2c1 68,61 588,4165 1 588,4165 3,893934 diferentes b1c2-b2c2 54,98 377,8501 1 377,8501 22718,15 3,893934 diferentes b2c1-b2c2 -13,63 23,22211 1 23,22211 1396,224 3,893934 diferentes 35378,4 4.3.2. Rugosidade RZ A Tabela 4.11 é apresentada a ANOVA da variável Rugosidade Rz. Para todas as variáveis estudadas (efeitos principais) a hipótese nula (H0) foi aceita para as interações AxB e a multi-interação AxBxC sendo que para todas as outras variáveis, a hipótese nula foi rejeitada já que se obteve o valor da estatística calculada Fo maior que a estatística tabelada Ftab ao nível de significância α igual a 5% (valor P<0,05). Admite ainda que as variáveis de entrada A, B, e C tem influência nos resultados de rugosidade Rz. Tabela 4.11 – ANOVA do parâmetro de rugosidade máxima Rz Fonte Var Sq GL Óleos (A) 14,33532 4 Posição (B) 1671,584 Ângulos (C) MQ Ftab Decisão 3,58383 3,720987 2,37 Rejeita 1 1671,584 1735,557 3,84 Rejeita 93,78781 1 93,78781 97,37715 3,84 Rejeita Interação AB 6,11752 4 1,52938 1,587911 2,37 Aceita Interação AC 10,89239 4 2,723097 2,827312 2,37 Rejeita Interação BC 25,48529 1 25,48529 26,46064 3,84 Rejeita Interação ABC 3,655564 4 0,913891 0,948867 2,37 Aceita SS Erro 154,1024 160 0,96314 F0 90 Total 1979,96 179 Pela Anova, observa-se que a variável de controle óleo (A), tem influência nas medidas de rugosidade Rz. As somatórias das medidas de rugosidade Rz para cada tipo de lubrificante é mostrado na Tabela 4.12. Tabela 4.12 – Medidas de rugosidade Rz Óleo Tirroil (a1) Soja (a2) Canola (a3) Girassol (a4) Milho (a5) Rugosidade Rz (µm) 218,17 232,1 235,6 227,8 249,2 Pelas medidas de rugosidade Rz, observa que as mesmas ficaram próximas exceto para o óleo a5 que foi desfavorável em relação as outras variáveis, considerando uma rugosidade alta como indesejável. Para o teste de contraste foi desdobrada a interação entre os óleos verificando a divergência entre as interações com o óleo a5. Para as outras combinações há igualdade entre os óleos. A Tabela 4.13 abaixo representa o valor do contraste entre os óleos. Tabela 4.13 - Contraste entre os óleos Contraste C C²/2n GL a1-a3 0,16 0,001422 1 a1-a2 -0,31 0,005339 a1-a4 -0,68 a1-a5 MSC F0 Ftab Decisão 0,001422 0,085511 3,84 São Iguais 1 0,005339 0,320999 3,84 São Iguais 0,025689 1 0,025689 1,544538 3,84 São Iguais -3,94 0,862422 1 0,862422 51,85293 3,84 São Diferentes a2-a3 0,47 0,012272 1 0,012272 0,737864 3,84 São Iguais a2-a4 -0,37 0,007606 1 0,007606 0,457282 3,84 São Iguais a2-a5 -3,63 0,73205 1 0,73205 44,01433 3,84 São Diferentes a3-a4 -0,84 0,0392 1 0,0392 3,84 São Iguais 2,356891 91 a3-a5 -4,1 0,933889 1 0,933889 56,14984 3,84 São Diferentes a4-a5 37,76 79,21209 1 79,21209 4762,608 3,84 São Diferentes Pode observar pela fonte de variação Posição do ângulo interno (B1) e externo (B2) que há influência de medidas de rugosidade Rz. Existe uma diferença significativa da rugosidade entre o ângulo interno do externo sendo que as medidas tomadas foram de B1 = 855,7 µm e de B2 = 307,17 µm, conforme descrito no item 4.3.1 item de rugosidade Ra. Considerando a fonte de variação ângulos (C), há uma influência das medidas de rugosidade Rz embora os ângulos tenham as mesmas medidas, como explicado no item 4.3.1 rugosidade Ra. Já em relação às interações A x C, pode-se conclui que ha influência porque pela ANOVA a interação foi rejeitada sendo a melhor condição é a1c1com valores muito próximos aos atingidos pela interação a4c1. O resultado mais desfavorável é a interação a5c2. Concluise que os óleos têm comportamentos semelhantes com exceção do óleo de milho como mostrado na Tabela 4.14 de contraste. Tabela 4.14 - Contraste entre as Interações óleos (A) com ângulos (C) Contraste C C²/2n GL Fcal Ftab Decisão a1c1-a1c2 -3,84 1,8432 1 1,8432 3,900236 aceito a1c1-a2c1 -0,19 0,004512 1 0,004512 3,900236 aceito a1c1-a2c2 -3,96 1,9602 1 a1c1-a3c1 -0,91 0,103513 a1c1-a3c2 -2,77 a1c1-a4c1 1,9602 3,900236 aceito 1 0,103513 3,900236 aceito 0,959113 1 0,959113 3,900236 aceito 0,11 0,001513 1 0,001513 3,900236 aceito a1c1-a4c2 -4,63 2,679613 1 2,679613 3,900236 aceito a1c1-a5c1 -0,91 0,103513 1 0,103513 3,900236 aceito a1c1-a5c2 -6,87 5,899613 1 5,899613 3,900236 rejeita a1c2-a2c1 3,65 1,665313 1 1,665313 3,900236 aceito 92 a1c2-a2c2 -0,12 0,0018 1 a1c2-a3c1 2,93 1,073113 a1c2-a3c2 1,07 a1c2-a4c1 0,0018 3,900236 aceito 1 1,073113 3,900236 aceito 0,143113 1 0,143113 3,900236 aceito 3,95 1,950313 1 1,950313 3,900236 aceito a1c2-a4c2 -0,79 0,078012 1 0,078012 3,900236 aceito a1c2-a5c1 2,93 1,073113 1 1,073113 3,900236 aceito a1c2-a5c2 -3,03 1,147613 1 1,147613 3,900236 aceito a2c1-a2c2 -3,77 1,776613 1 1,776613 3,900236 aceito a2c1-a3c1 -0,72 0,0648 1 0,0648 3,900236 aceito a2c1-a3c2 -2,58 0,83205 1 0,83205 3,900236 aceito a2c1-a4c1 0,3 0,01125 1 0,01125 3,900236 aceito a2c1-a4c2 -4,44 2,4642 1 2,4642 3,900236 aceito a2c1-a5c1 -0,72 0,0648 1 0,0648 3,900236 aceito a2c1-a5c2 -6,68 5,5778 1 5,5778 3,900236 rejeita a2c2-a3c1 3,05 1,162813 1 1,162813 3,900236 aceito a2c2-a3c2 1,19 0,177012 1 0,177012 3,900236 aceito a2c2-a4c1 4,07 2,070613 1 2,070613 3,900236 aceito a2c2-a4c2 -0,67 0,056113 1 0,056113 3,900236 aceito a2c2-a5c1 3,05 1,162813 1 1,162813 3,900236 aceito a2c2-a5c2 -2,91 1,058513 1 1,058513 3,900236 aceito a3c1-a3c2 -1,86 0,43245 1 0,43245 3,900236 aceito a3c1-a4c1 1,02 0,13005 1 0,13005 3,900236 aceito a3c1-a4c2 -3,72 1,7298 1 1,7298 3,900236 aceito a3c1-a5c1 0 0 1 0 3,900236 aceito a3c1-a5c2 -5,96 4,4402 1 4,4402 3,900236 rejeita a3c2-a4c1 2,88 1,0368 1 1,0368 3,900236 aceito 93 a3c2-a4c2 -1,86 0,43245 1 0,43245 3,900236 aceito a3c2-a5c1 1,86 0,43245 1 0,43245 3,900236 aceito a3c2-a5c2 -4,1 2,10125 1 2,10125 3,900236 aceito a4c1-a4c2 -4,74 2,80845 1 2,80845 3,900236 aceito a4c1-a5c1 -1,02 0,13005 1 0,13005 3,900236 aceito a4c1-a5c2 -6,98 6,09005 1 6,09005 3,900236 rejeita a4c2-a5c1 3,72 1,7298 1 1,7298 3,900236 aceito a4c2-a5c2 -2,24 0,6272 1 0,6272 3,900236 aceito a5c1-a5c2 -5,96 4,4402 1 4,4402 3,900236 rejeita Desdobrando os níveis de posição (B) e ângulos (C) dentro da interação B x C, observase que a combinação b2c1 exibiu o menor índice de rugosidade Rz para ângulo interno e b1c1 para o ângulo externo. A Tabela 4.15 exibe o contraste entre as variáveis e revela que pelas interações entre elas não existe igualdade ou seja para todos os comportamentos destas variáveis são diferentes. Tabela 4.15 – Contraste entre as variáveis posições (B) com ângulos (C) para rugosidade Rz Contraste C C²2/2n GL MSC F0 Ftab Decisão b1c1-b1c2 -31,1 120,9013 1 120,9013 125,5283 3,893934 são diferentes b1c1-b2c1 308,13 11868,01 1 11868,01 12322,21 3,893934 são diferentes b1c1-b2c2 209,3 5475,811 1 5475,811 5685,376 3,893934 são diferentes b1c2-b2c1 339,23 14384,62 1 14384,62 14935,14 3,893934 são diferentes b1c2-b2c2 240,4 1 7224,02 b2c1-b2c2 -98,83 1220,921 7224,02 7500,49 3,893934 são diferentes 1 1220,921 1267,647 3,893934 são diferentes 94 4.4. Resultados da carga de estampagem A carga total do punção para a deformação completa da peça corresponde à somatória de todos os esforços envolvidos na deformação, inclusive o atrito. O esforço para a deformação ideal aumenta continuamente devido ao efeito de encruamento na conformação plástica. A força global de atrito é basicamente composta pelo atrito entre o blank e a ferramenta que parte de um pico de esforço (atrito estático para atrito dinâmico) e diminui continuamente devido a diminuição da área de material sobre a ferramenta. Isto é verificado pelos gráficos de tomadas de carga de acordo os lubrificantes utilizados. Caso não exista folga entre o punção, o blank e a matriz, o atrito deve se estabilizar em um valor mínimo diferente de zero. A uniformização da conformação da peça ocorre ao final do processo após toda a área do blank esta contida no interior da matriz. O procedimento de prensagem foi padrão para todos os experimentos. 4.4.1. Análise da carga do Punção O gráfico da Figura 4.5, abaixo, exemplifica a carga de estampagem da prensa pelo deslocamento do punção com relação ao óleo Tirroil, utilizado na lubrificação. Figura 4.5 – Valores da força vs deslocamento com o lubrificante Tirroil 95 De acordo com o gráfico da carga pelo deslocamento para o óleo lubrificante Tirroil verificou-se que o deslocamento máximo tomado foi de 6,38 mm. O curso da ferramenta de estampagem é de 28 mm constante, e a carga que o punção exerce na chapa para a estampagem tem o curso menor que o da ferramenta o que corresponde ao curso de prensagem do punção quando em contato com blank para a confecção da peça (curso de prensagem). Nestas condições, a carga máxima tomada para este experimento foi de 30.823,9 N sendo que após o alívio de carga, houve o retorno linear do punção. Em todos os outros óleos lubrificantes utilizados no experimento, o comportamento foi similar ao óleo Tirroil, sendo que os resultados de força estão apresentados na Tabela 4.16, abaixo. Tabela 4.16 – Carga (N) exercida pelo punção na estampagem Óleo Tirroil Soja Milho Canola Girassol Força (N) 30.823,9 31.251,75 31.088,37 32.501,23 30.261,74 As representações gráficas do comportamento da força em relação aos óleos lubrificantes de soja, canola, milho e girassol estão no apêndice deste trabalho. A Tabela 4.17 é apresentada a ANOVA da variável da força de estampagem (F) sobre a matriz. Para todas as variáveis estudadas (efeitos principais) a hipótese nula (H0) foi aceita, ou seja, todas elas não apresentam influência na resposta da força de prensagem (F) já que se obteve o valor da estatística calculada (F0) menor que a estatística tabelada Ftab ao nível de significância α igual a 5% (valor P < 0,05). Tabela 4.17 – ANOVA para força de estampagem FV SQ GL QM F0 Ftab Decisão Sst 9505040 14 912359,4 1,558097 3,478049691 aceito Ssa 3649438 04 912359,4 Sserro 5855602 10 585560,2 96 A Figura 4.6 apresenta uma visão geral dos resultados experimentais de medidas da carga do punção em relação a todos os lubrificantes. Pode-se observar que todos os óleos tiveram um comportamento semelhante no que diz respeito a esta variável onde não se verificou influência dos lubrificantes para tomadas de força de estampagem. Conclui que para qualquer óleo lubrificante utilizado no processo, a carga que o punção ira exercer para estampar a peça não terá influência no resultado final, ficando inalterados estes efeitos em relação à variação do óleo usado. Figura 4.6 – Medidas da carga de estampagem para todos os óleos lubrificantes 4.5. Resultados para Análise da Corrosão 4.5.1. Curvas de Polarização A Figura 4.7, apresenta as curvas de polarização catódica e anódica do aço eletrogalvanizado IF gerada pelo processo de conformação de estampagem utilizando diferentes óleos como lubrificantes. Os ensaios foram realizados em solução de 3,5% de NaCl, em condições naturalmente aerada. São indicados também nestas Figuras os potenciais de equilíbrio do hidrogênio, bem como os potenciais de equilíbrio Zn/Zn2+. A Tabela 4.18, 97 apresenta estes potenciais de equilíbrio do hidrogênio, calculados com base no pH da solução e descrito, e o potencial de equilíbrio Zn/Zn2+. Figura 4.7 – Curvas de Polarização anódicas e catódicas do aço eletrogalvanizado IF em solução de 3,5% de NaCl, naturalmente aerada. Todas as amostras testadas apresentaram dissolução ativa na solução, ou seja, não foi observado nenhum domínio de passivação numa faixa de 600 mV de polarização. Observa-se inicialmente que o potencial de corrosão não se alterou devido a deformação no corpo-deprova e nem pelo tipo de óleo utilizado durante o processo de conformação. De acordo com o Diagrama de Pourbaix da Figura 4.8, nota-se que nas curvas de polarização que abaixo do potencial de -1119 mV (ECS) as amostras encontram-se dentro do regime de imunidade do Zn. Pode ser observado que as curvas anódicas praticamente se superpõem, ao passo que as curvas catódicas se superpõem a partir do potencial de -1300 mV. Este fenômeno ocorre devido a redução do oxigênio gasoso em água, presente no meio aerado. Após este potencial, verifica-se a redução dos íons H+ em Hidrogênio. Assim sendo, os valores elevados de corrente observados nas curvas catódicas, naturalmente aeradas, ocorre devido as reações de redução de oxigênio e de hidrogênio. 98 Através de uma análise dos resultados obtidos nos ensaios de polarização anódica e catódica dos aços em solução de 3,5% de NaCl naturalmente aerada, verifica-se uma similaridade nas curvas para todos os corpos de prova. Isto comprova que o óleo de conformação não influenciou na suscetibilidade do aço a corrosão. A Tabela 4.18 apresenta Potenciais de corrosão, equilíbrio H/H+, equilíbrio Zn/Zn2+ para as amostras, conformados com diferentes óleos de lubrificação, na condição naturalmente aerada da solução de 3,5% de NaCl. Tabela 4.18 – Potenciais de corrosão, equilíbrio H/H+, equilíbrio Zn/Zn2+ para as amotras, conformadas com diferentes óleos de lubrificação, na condição naturalmente aerada da solução de 3,5% de NaCl. Pot. Equil. H/H+ mV (ECS) Pot. equil. Zn/Zn2+ mV (ECS) n Óleo para conformação Ecorr mV (ECS) Tirroil -1028 -347 -147 Soja -1027 -346 -146 Canola -1029 Ecor – EH/H+ -348 -681 Ecor – EZn/Zn2+ -148 -881 Girassol -1028 -347 -147 Milho -1037 -356 -156 Blank -1029 -348 -148 Os potenciais de equilíbrio H/H+ e Zn/Zn2+ foram calculados com base nas reações descritas pelo diagrama de equilíbrio eletroquímico E vs. pH, como proposto por Pourbaix (1963), para o sistema Zn/H2O a 25 °C, apresentado na Figura 4.8. A seguir são apresentadas as reações para os cálculos destes potenciais. H2 = 2H+ + 2eEo = 0,000 – 0,0591 x pH Eo = -0,0591 x 7,44 Eq. 17 99 Eo = -0,440mV (EH) ou Eo = -0,681 mV (ECS), Zn + H2O = ZnO + 2H+ + 2e-, EO = -0,439 - 0,0591 pH Eq. 18 Eo = -0,439 – 0,0591 x 7,44 = 0,878 Eo = - 0,878 (EH) convertendo Eo = -0,1119 (ECS). Figura 4.8 – Diagrama E x pH do Zn/H2O. (POURBAIX, 1963) Com base no diagrama acima, os potenciais de corrosão se encontram dentro do domínio de corrosão. Todos os corpos-de-prova apresentaram potenciais de corrosão em condições naturalmente aeradas, que se situaram dentro do domínio de corrosão, com a solubilidade do 100 íon Zn2+ na concentração de 10-4 íon g l-1, e abaixo da linha de equilíbrio H/H+. Neste caso, as reações de dissolução anódica Zn/Zn2+ e redução de hidrogênio foram termodinamicamente espontâneas na superfície do metal. Sendo assim, todas as ligas, com diferentes processos de conformação, sofreram efeito conjunto de dissolução ativa, por estar dentro do domínio de corrosão com solubilidade do íon Zn2+, e redução de hidrogênio na superfície da liga. A diferença média entre o potencial de corrosão e o potencial de equilíbrio H/H+ foi de -348 mV. Nesta condição, sem aplicação de potencial, ou seja, no potencial de corrosão a reação de redução do hidrogênio já é termodinamicamente espontânea. Como mostrado na Tabela 4.18, a diferença média entre o potencial de corrosão e o potencial de equilíbrio Zn/Zn2+ foi de -148 mV para todas as amostras. Ou seja, esta é sobretensão necessária para as amostras estarem dentro do domínio de imunidade do Zn. A Tabela 4.19, abaixo apresenta as densidades de corrente anódicas medidas a 50 mV e 100mV acima do potencial de corrosão. Embora a variação de densidade corrente entre os corpos de prova foi muito pequena, nota-se que para a corrente de 50 mV o melhor resultado foi para o óleo de canola que obteve o menor índice de corrente. Em contrapartida o pior desempenho ficou a cargo de o óleo Tirroil devido ser a maior medida de corrente. Notadamente, o blank obteve um valor desconforme perante as outras medidas indicando claramente que a lubrificação tem influência direta no resultado, mas ao longo da curva, o valor se estabiliza. Tabela 4.19 – Potencial de corrosão e densidade de corrente anódica medida a 50mV e 100 mV acima do potencial de corrosão. 101 Condições Ecor (mv) i cor (A) i a 50mv acima Ecor (A) i a 100mv acima de Ecor (A) Óleo Tirroil -1028 5,9509 E-6 0,0018295 0,013675 Óleo Soja -1027 5,2948 E-6 0,0015259 0,016211 Óleo Canola -1029 7,5531 E-6 0,0011319 0,013477 Óleo Girassol -1028 3,5184 E-6 0,0015878 0,014426 Óleo Milho -1037 5,7156 E-6 0,0014117 0,012097 Blank Sem lub. -1029 2,4933 E-6 0,0024225 0,013931 4.5.2 – Potencial ao Longo do Tempo A Figura 4.9, abaixo apresenta as medidas de potencial versus tempo obtido durante 1600 horas de ensaio. A Figura 4.10, apresenta o diagrama de equilíbrio eletroquímico E pelo pH, como proposto por Pourbaix (1963), para o sistema Fe/H2O a 25 °C . 102 Figura 4.9 – Curvas de potencial de corrosão x tempo na solução de 3,5% de NaCl, naturalmente aerada. (POURBAIX, 1963) Figura 4.10 – Diagrama E x pH do Fe/H2O. (POURBAIX, 1963) Pelas analises da evolução do potencial de corrosão, nota-se que o potencial inicial foi da ordem de -1020 mV (ECS). Neste caso, este potencial seria proporcionado pelo filme de Zn eletrodepositado na superfície do metal. Após 1400 horas o potencial de corrosão de todas as amostras tende ao valor de -600 mV (ECS), que é o potencial de corrosão do Fe, segundo o diagrama de Pourbaix acima. Assim sendo, pode-se concluir que provavelmente após 1400 horas ocorreu a quebra do filme de Zn e o início do processo de corrosão na chapa de aço. Esta afirmação pode ser comprovada pela Figura 4.11 abaixo. A Figura 4.11, do lado (A) mostra o processo de corrosão na chapa após 1000 horas de imersão, onde é possível notar a presença do óxido branco de Zn. Na Figura 4.11, ao lado (B), após 1400 horas de imersão, nota-se a corrosão vermelha ocasionada pelo óxido de Fe. 103 Figura 4.11 – Processo de Corrosão do Zn (A) após 1000 horas e corrosão do Fe (B) após 1400 horas 104 5. CONCLUSÃO Tomando como base os resultados e discussões expostos no capítulo anterior, puderamse alcançar as seguintes conclusões: a) De acordo com a análise do DRX, os resultados nos dizem que existem tensões residuais macro ou tipo 1 nas regiões das dobras D e H. Esta conclusão foi obtida considerando o resultado do deslocamento dos picos característicos do material analisado. b) Pela análise do difratograma, o deslocamento dos picos tenderam para a direita bem como a redução da distância dos planos, o que evidencia surgimento de tensão residual compressiva. c) Pela Análise de variância e de microindentação, o óleo, a posição da medida e a interação entre óleo e ângulo têm influência direta na tensão residual. d) Os resultados da microindentação nos mostram que existem tensões residuais de compressão na região das dobras D e H. Esta conclusão foi obtida considerando que a dureza aumentou nessas regiões comparadas com a dureza do blank pelo ensaio de micro indentação. e) Os lubrificantes têm influência direta no resultado de dureza e posição. Considerando que a dureza exprime a presença de tensões residuais nas amostras o fato de haver durezas diferentes dependendo do óleo utilizado no processo, indica que há um óleo que proporcionara tensões mais favoráveis a resistência a fadiga. Este óleo de acordo com os resultados é o Tirroil. Os óleos soja e milho têm comportamento igual com resultados obtidos bem próximos ao de melhor rendimento. f) De acordo com as medidas de rugosidade Ra, conclui-se que os lubrificantes têm influência direta nestes resultados. Outro fator a considerar é que pelo teste de igualdade quando combinados entre si, os óleos tem comportamento semelhante. A exceção é o óleo de milho. g) A posição dos ângulos tem significativa diferença sendo que externamente as medidas de rugosidade Ra são maiores. 105 h) Para as medidas de rugosidade Rz, todos os comportamentos foram similares aos das medidas de rugosidade Ra. i) Para qualquer óleo lubrificante utilizado no processo, não foi verificado diferença significativa na carga que o punção irá exercer para estampar a peça, ficando inalterados estes efeitos em relação à variação do óleo usado. j) Pela análise da corrosão localizada, o óleo lubrificante tem influência direta nos resultados quando comparados ao blank conformado sem lubrificação com as amostras lubrificadas. k) Pelos resultados das Curvas de Polarização, e de Potencial VS Tempo, conclui- se que os lubrificantes não tem influência nos resultados de corrosão. l) Provavelmente após 1500 horas ocorreu a quebra do filme de Zn e o início do processo de corrosão na chapa de aço segundo o diagrama de Pourbax. m) De acordo com as densidades de corrente de 50 mV e de 100mV acima do potêncial de corrosão, o blank obteve um valor desconfortável em relação aos demais óleos utilizados. O valor da corrente que foi um índice mais elevado em relação aos demais, indica claramente que a lubrificação tem influência direta no resultado de corrosão. Mas vê-se que ao longo da curva de polarização, o valor se estabiliza e os índices ficam iguais as demais amostras. n) Como conclusão geral, através de cada variável estudada, foi dado um conceito de acordo com cada experimento e verificado pela Tabela 5.1. 106 Tabela 5.1 – Conclusão geral. Experimento Microindentação Rugosidade Ra Rugosidade Rz Força Corrosão Óleo Tirroil (a1) A A A A A Soja (a2) B A A A A Canola (a3) D A A A A Girassol (a4) C A A A A Milho (a5) B D D A A Sendo os conceitos: A - Ótima; B - Bom; C - Regular; D - Ruim. Conclui-se que o melhor óleo para a estampagem é o Tirroil, mas pode ser substituído pelo óleo de Soja. 107 6. SUGESTÃO PARA TRABALHOS FUTUROS. Considerando que o processo de estampagem de chapas metálicas envolve certas variáveis, tais como: material, lubrificação, velocidade de conformação, geometria da ferramenta, corrosão localizada, ficam abertas novas possibilidades para realização de pesquisas futuras nesta área: a) Realizar medidas de Indentação para detectar as tensões residuais fora das áreas protegidas pela camada de Zn, confrontando os resultados; b) Avaliar a composição química dos óleos em estudo para verificar quais os componentes ativos dos mesmos; c) Verificar através dos resultados de rugosidade Ra e Rz qual será a rugosidade mais propícia para receber a camada de tinta; d) Realizar ensaios de Impedância; e) Fazer um estudo de custos financeiros dos óleos estudados. 108 7. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ALEONG, C.; MUNRO, M. Evaluation of the Radial-Cut Method for Determining Residual Strains in Fiber Composite Rings. Experimental Techniques, pp. 55-58, January/February 1991. ALMEN, J. O.; BLACK , P. H. 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