7º CONGRESSO BRASILEIRO DE ENGENHARIA DE FABRICAÇÃO
th
7 BRAZILIAN CONGRESS ON MANUFACTURING ENGINEERING
20 a 24 de maio de 2013 – Penedo, Itatiaia – RJ - Brasil
May 20th to 24th, 2013 – Penedo, Itatiaia – RJ – Brazil
AVALIAÇÃO DA CURVA LIMITE DE CONFORMAÇÃO DE UM AÇO
INOXIDÁVEL AUSTENÍTICO
Marcelo Costa Cardoso, [email protected]
Luciano Pessanha Moreira, [email protected] 1
Maria Carolina dos Santos Freitas, [email protected]
Andersan dos Santos Paula, [email protected]
1
Programa de Pós-graduação em Engenharia Metalúrgica, Universidade Federal Fluminense, Av. dos Trabalhadores,
420, CEP 27255-125, Volta Redonda, RJ
Resumo: Neste trabalho, foram realizadas avaliações das propriedades mecânicas e do comportamento plástico de
uma chapa de aço inoxidável AISI 304L por meio de ensaios de tração uniaxial e ensaios da Curva Limite de
Conformação. A partir dos ensaios de tração uniaxial foram obtidas as propriedades mecânicas do material em três
direções, a saber, 0, 45 e 90 graus em relação à direção de laminação, e a Curva Limite de Conformação (CLC) foi
avaliada empregando-se punções cilíndricos de fundo plano (Marciniak) e hemisférico (Nakazima). Ademais, a
transformação de fases austenita-martensita foi analisada com auxílio de um ferristocópio em função da largura do
corpo de prova da CLC para ambos os punções hemisférico e plano. As deformações limites foram analisadas nas
condições de estricção localizada e fratura, indicando boa conformabilidade da chapa de aço inoxidável AISI 304L.
Palavras-chave: Curva Limite de Conformação,Aço inoxidável austenítco,Efeito TRIP.
1. INTRODUÇÃO
Segundo Costa e Silva e Mei (2006) os aços com teores acima de 12% de cromo são classificados como aços
inoxidáveis, porém, nenhum aço é completamente inoxidável no sentido da palavra. Adições de cromo aumentam a
resistência à oxidação e à corrosão do aço, e as composições químicas mais comuns de aços inoxidáveis, (por exemplo,
12% Cr, 18% Cr + 8% Ni etc.), foram desenvolvidas acidentalmente no começo do século XX. Desde então novas
composições vem sendo estudadas e desenvolvidas em conjunto com os efeitos de diversos elementos de liga e
residuais como carbono, nitrogênio, molibdênio etc. Os aços austeníticos, em particular, devido à presença de elemento
de ligas como níquel, conseguem estabilizar a austenita a temperatura ambiente. Tais aços apresentam maior resistência
à corrosão combinando baixos limites de escoamento com alta resistência a tração e bons níveis de alongamento.
Podem ser classificados como: austeníticos estáveis (a austenita retida não sofre transformação, mesmo ocorrendo
deformação plástica a frio), ou metaestáveis que de acordo com Gallée e Pilvin (2010), a austenita desses aços
inoxidáveis metaestáveis pode sofrer transformação martensítica induzida por deformação plástica à temperatura
ambiente (“efeito TRIP”). Ainda, Dan et al (2007) observaram que a gradual transformação dessa austenita em
martensita induzida por deformação aumenta a resistência desses aços. Segundo Hecker et al (1982) esta transformação
martensítica depende do estado de tensão, temperatura e a taxa de deformação. Segundo Tavares et al (2009) dois tipos
distintos de martensita podem ser formados: martensita ε, uma fase paramagnética (assim como a austenita), e
martensita α', ferromagnético, com os mesmos parâmetros cristalográficos da fase ferrita.
São amplamente usados em vários setores, a saber: construção civil, náutico, hospitalar, hoteleiro, industrial, e em
meios agressivos em geral, como: tanques para reservatório de cloro, resíduos nucleares, produtos químicos, etc. Muitos
produtos são fabricados a partir de chapas por meio do processo de estampagem, ou seja, deforma-se o esboço com um
ferramental punção-matriz segundo uma geometria desejada e visando uma maior compreensão do comportamento
plástico desse aço com o intuito de corroborar, principalmente na fase de projetos de novas peças o presente estudo
primeiro foi realizado em uma chapa de aço inoxidável 304L de 1 mm de espessura com bases em ensaios de tração
uniaxial e Curva Limite de Conformação (CLC).
2. MATERIAIS E MÉTODOS
O material estudado é um aço inoxidável austenítico AISI 304L e foi processado pela empresa Aperam Inox
América do Sul S/A que cedeu 65 chapas com medidas de 494 mm x 450 mm com a espessura de 1 mm com direção de
laminação paralela a medida de 450 mm. Esse material é uma liga de Cr-Ni com baixo teor de carbono, cuja
composição química determinada pelo fornecedor está apresentada na Tab. (1). O presente estudo foi realizado primeiro
com bases em duas etapas, a saber, por meio de ensaios de tração uniaxial e Curva Limite de Conformação (CLC).
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Tabela 1. Composição química do aço AISI 304L.
Elemento
C
Mn
Si
P
S
Cr
Ni
Mo
Al
% Peso
0,018
1,269
0,479
0,0303
0,0015
18,36
8,02
0,026
0.0032
Elemento
Cu
Co
V
Nb
Pb
B
Ti
Sn
W
% Peso
0,0428
0,102
0,0418
0,0071
0,001
0,006
0,0018
0,0044
0,0146
2.1. Ensaios de Tração Uniaxial
Os ensaios de tração uniaxial foram realizados no Centro de Pesquisas da CSN (Companhia Siderúrgica Nacional)
com auxílio de uma máquina universal de ensaios INSTRON modelo 5585 H com célula de carga de 30 kN e vídeoextensômetro AVE (Advanced Video Extensometer). Foram separadas 7 chapas de 450 x 494 mm do aço inoxidável
austenítico AISI 304L, com direção de laminação paralela a medida de 450 mm. Todos os corpos de prova foram
primeiramente cortados em retângulos de 25 mm de largura por 245 mm de comprimento por meio de uma guilhotina
hidráulica e, posteriormente fresados atendendo as dimensões do corpo de prova de tração uniaxial segundo a norma
NBR-6673, a saber, comprimento e largura úteis iguais a 60 e 12,5 mm, respectivamente, conforme desenho
esquemático dos corpos de provas de largura 60 e 150 mm utilizados como máscaras nos ensaios de CLC segundo a
metodologia de Marciniak.
Foram confeccionados três corpos de prova com três orientações angulares, a saber, 0, 45 e 90 graus em relação à
direção de laminação de cada chapa, totalizando 21 corpos de provas. Para realizar as medições do alongamento e
variação de largura, foram marcados pontos nos corpos de prova formando uma base de 50 mm no sentido longitudinal
e 12,5 mm no sentido transversal. O sistema AVE reconhece as marcações por luz infravermelha registrando as suas
posições durante o ensaio. A velocidade do ensaio foi de 1 mm/min. e os corpos de prova foram levados até a ruptura
para determinação do limite de escoamento a 0,2% de deformação plástica, expoente de encruamento, anisotropia
plástica, alongamento e limite de resistência.
Figura 1. Dimensões em mm do corpo de prova para os ensaios de tração uniaxial.
2.2. Ensaios da Curva Limite de Conformação
Para determinação da Curva Limite de Conformação (CLC) foram realizados ensaios segundo as metodologias de
Marciniak e Kuczynski (1967) (punção cilíndrico plano 100 mm) e Nakazima et al (1968) (punção hemisférico 100
mm). Os ensaios de CLC foram realizados no Centro de Tecnologia da empresa USIMINAS por meio de uma máquina
de ensaios de embutimento Erichsen modelo 242 equipada com um sistema de aquisição e correlação de imagens
digitais ViaLUX para depuração das deformações nos corpos de prova com o software Autogrid. Para ambas as
metodologias, foram separadas 58 chapas de 450 mm x 494 mm do aço inoxidável 304L com 1 mm de espessura para
confecção dos corpos de prova. Estes foram primeiro cortados em retângulos de 225 mm x 247 mm, com a direção de
laminação paralela a dimensão de 225 mm. Em seguida, por meio de operações de usinagem de torneamento e
fresamento, foram confeccionados corpos de prova com larguras, na região central, iguais a 20, 40, 60, 80, 100, 120,
130, 140, 150 e 180 mm, todos com comprimento de 220 mm segundo a direção perpendicular ao sentido de laminação
da chapa, vide desenhos na Fig. (2). Já os corpos de prova para os ensaios de estiramento biaxial simétrico foram
usinados no formato circular com diâmetro de 220 mm. De acordo com a metodologia Marciniak, se faz necessário a
confecção de máscaras que devem ser posicionadas entre o punção plano e o corpo de prova de modo a garantir que a
fratura ocorra em uma zona central. Estas máscaras foram usinadas com as mesmas dimensões dos corpos de prova e
com o aço AISI 304L avaliado neste trabalho. Máscaras bipartidas obtidas por corte em guilhotina foram empregadas
para os corpos de prova com larguras de 20, 40, 60 e 80 mm. Máscaras com furo central usinado com diâmetro igual a
44 mm foram confeccionadas para os corpos de prova com larguras de 100, 120, 130 e 140 mm. Já para os corpos de
prova com largura 150 e 180 mm e diâmetro 220 mm foram usinados furos centrais com diâmetros iguais a 36, 34 e 32
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mm, respectivamente. Um desenho esquemático dos corpos de prova de 60 e 150 mm utilizados como máscaras está
representado na Fig. (3).
Figura 2. Geometrias dos corpos de prova dos ensaios de Curva Limite de Conformação.
Figura 3. Desenho esquemático dos corpos de provas de largura 60 e 150 mm utilizados como máscaras nos
ensaios de CLC segundo a metodologia de Marciniak.
Para realizar a análise de deformações superficiais, os corpos de provas foram previamente gravados por processo
eletrolítico com grade de quadrados de 2,5 mm de lado. A lubrificação nos ensaios com punção plano foi realizada
somente entre a máscara e o punção com uma película de teflon de 0,1 mm de espessura com diâmetro igual a 100 mm.
A lubrificação do ensaio com punção hemisférico foi feita com um disco de PVC com 50 mm de diâmetro e 5 mm de
espessura em conjunto com graxa em ambas as superfícies do disco e um filme de PVC com 50 mm de diâmetro e 0,5
mm de espessura. Em todos os ensaios de Curva Limite de Conformação, empregou-se a força de aperto no prensachapas igual a 500 kN e velocidade de punção de 60 mm/min. A máquina de ensaios de embutimento registra o
deslocamento e força do punção e interrompe automaticamente os ensaios após a fratura dos corpos de prova por
detecção da força máxima. As deformações nos corpos de prova foram obtidas com o sistema ViaLUX por meio de 4
câmeras CCD (Charge-Coupled Device) acopladas a máquina de ensaios de embutimento, conforme Fig. (4).
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Figura 4. Esquema de montagem do sistema de aquisição e correlação de imagens digitais: (a) câmeras CCD, (b)
visualização da tela do software e (c) iluminação externa.
As análises das deformações limites foram realizadas de acordo com a norma ISO 12004-2 (2007). Segundo esta
norma, três a cinco seções devem ser definidas em um sentido perpendicular a fratura conforme esquematizado na Fig.
(5) para o corpo de prova de largura 40 mm. Em cada uma das seções devem ser construídas curvas das distribuições de
deformações principais na superfície do esboço (1,2) com 10 pontos localizados a esquerda e a direita da fratura. Em
seguida, são realizados ajustes com polinômios do 2 0 grau com 5 pontos situados a esquerda e a direita da fratura,
excluindo-se os pontos de máxima e mínima deformação. A segunda derivada de cada polinômio do 2 0 grau é realizada
e quando ocorre a mudança de seu sinal define-se uma janela para descarte dos pontos entre os valores de deformações
máxima ou mínima. Depois, os pares de pontos de deformação restantes, em ambos os lados da fratura (1,2), são então
ajustados com polinômios do 60 grau. As deformações na condição de estricção em cada seção são definidas pela
substituição dos pontos (1,2) referentes a fratura nestes polinômios. Por fim, as deformações limites em cada corpo de
prova são determinadas pelos valores médios das deformações definidas nas três seções. Esta metodologia é realizada
automaticamente com o software Autogrid do sistema ViaLUX. Para a definição da Curva Limite de Conformação na
fratura foi empregado o software de análise e correlação de imagens digitais ASAME. Primeiro, posiciona-se um alvo
contendo um padrão de grade de quadrada 2,5 mm sobre o corpo de prova, conforme mostrado na Fig. 6(a). Depois,
com uma câmera digital Nikon D300 são tomadas duas fotos com angulações que variam de 60°a 90°. A partir destas
imagens, a região da fratura é reconstruída conforme mostrado na Fig. 6(b). De modo análogo a norma ISO 12004-2
(2007), foram criadas três seções perpendiculares à fratura para definir as deformações principais na fratura.
Figura 5. Definição das seções para depuração das deformações limites.
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(a)
(b)
Figura 6. Definição de deformações na fratura para o corpo de prova 150 mm: (a) tomada de imagens digitais e
(b) valores da maior deformação principal na superfície.
Para avaliação da transformação de fases em função das deformações obtidas nos ensaios de Marciniak e Nakazima
foram utilizadas as mesmas seções definidas perpendicularmente à fratura. Em cada nó da grade pertencente às seções
foram realizadas medidas de fração volumétrica de martensita transformada com o auxílio do ferritoscópio FMP30. Em
seguida, são obtidos gráficos da fração transformada em função da distância de cada seção, onde a origem é considerada
ao centro do corpo de prova. Por fim, faz-se uma média dos valores de duas medidas realizadas nos nós situados à
direita e esquerda à fratura. Este valor médio é subtraído 0.002 de fração volumétrica de martensita do material sem ter
sofrido deformação obtido previamente com o auxílio do ferritoscópio FMP30. Em seguida é associado a menor
deformação principal (2) na superfície na condição de estricção, determinada segundo a norma ISO 12004-2:2008
(2007), para avaliar a influência do modo de deformação na transformação de fases do aço inoxidável austenítico 304L.
3. RESULTADOS E DISCUSSÃO
3.1 Propriedades mecânicas
Os valores médios e correspondentes desvios padrão das propriedades mecânicas determinadas nos ensaios de
tração uniaxial estão listados na Tabela 2, onde e, r, nuT e R, são: o limite de escoamento a 0.2% de deformação
plástica, o limite de resistência, o expoente de encruamento no intervalo de 0,1 a 0,2 de deformação verdadeira, a
deformação total uniforme %, a deformação total (%) e o coeficiente de anisotropia plástica, respectivamente. Primeiro,
pode-se observar que o valor médio da tensão limite de escoamento é maior na direção de laminação em comparação
com os valores médios nas orientações  = 45 e 90 graus. Ademais, as tensões limites de escoamento e resistência
obedecem à relação 0º > 90º >45º. Entretanto, há de se ressaltar que essa diferença não é tão significativa, ficando em
torno de 5% considerando o desvio padrão, e em relação ao limite de resistência em torno de 3%. Por outro lado, os
valores do coeficiente de anisotropia plástica no plano da chapa obedecem à relação R45º > R0º > R90º, com valor médio
de anisotropia plástica normal R = 1,03, refletindo as pequenas variações dos limites de escoamento e resistência em
função da orientação angular e o valor médio obtido do expoente de encruamento foi n = 0,31. A Fig. 7 apresenta as
curvas tensão verdadeira versus deformação total verdadeira em função da orientação angular onde é possível observar
um aumento considerável da tensão de escoamento em razão da transformação de fases   ' induzida por
deformação.
Tabela 2 – Propriedades mecânicas e respectivos desvios padrão determinados nos ensaios de tração uniaxial.
Orientação
R
n
εT (%)
e (MPa)
u (%)
r (MPa)
(graus)
300,46
0,900
42,04
0,320
46,44
1231,74
0
1,011
0,0283
0,573
0,168
3,359
281,17
1,200
43,25
0,310
46,24
1199,03
45
4,851
0,198
0,007
0,029
3,429
293,2
0,820
43,45
0,300
46,85
1223,77
90
0,156
0,021
0,389
0,007
0,038
3,224
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1400
=0
Tensão verdadeira (MPa)
1200
1000
0
 = 45
0
 = 90
0
800
600
400
200
0
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
Deformação total verdadeira
Figura 7. Comportamento da chapa de aço AISI 304L em tração uniaxial em função da orientação
angular com relação à direção de laminação. Velocidade = 1 mm/min.
3.2 Curva Limite de Conformação
As Fig. 8(a) e 8(b) mostram as imagens dos corpos de prova deformados empregando-se as metodologias de
Marciniak e Kuczynski (1967) (punção plano) e Nakazima et al (1968) (punção hemisférico), respectivamente. A
fratura ocorreu na região central dos corpos de prova ensaiados com o punção plano ao passo que esta condição não foi
observada em algumas geometrias deformadas com o punção hemisférico, vide as fraturas obtidas para as larguras de
120, 130 e 140 mm na Fig. 8(b). Ademais, as fraturas ficaram alinhadas com o comprimento dos corpos de prova de
150 e 180 mm ensaiados com punção hemisférico. Estas variações ora de contato. As deformações limites definidas
para chapa de aço AISI 304L estão apresentadas nas Fig. 9(a) e 9(b) segundo os métodos Marciniak e Nakazima,
respectivamente. Pode-se observar que as duas curvas na condição de estricção apresentam a mesma tendência.
Entretanto, as deformações limites definidas a partir dos ensaios com punção hemisférico atingem valores um pouco
mais elevados no domínio de estiramento. Esta diferença pode ser atribuída aos efeitos de flexão. Variações de posição
ora de orientação da fratura podem ser atribuídas às condições de atrito e lubrificação sob elevadas pressões tem lugar
nos ensaios com punção hemisférico. Ainda, é possível observar uma diferença maior entre as deformações na estricção
e na fratura definidas com o punção plano. Isto pode ser atribuído ao modo de deformação em estado plano de tensões
isento de efeitos de flexão que produz efeitos de gradientes de deformação de longo alcance comparados as restrições
de contato nos ensaios com punção hemisférico.
(a)
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(b)
Figura 8. Corpos de prova deformados: (a) punção plano e (b) punção hemisférico.
0,6
0,6
Nakazima
Marciniak
1
0,5
0,5
0,4
0,4
0,3
0,2
0,1
0,0
-0,3
1
20 mm
40 mm
60 mm
80 mm
100 mm
120 mm
130 mm
140 mm
150 mm
180 mm
220 mm
-0,2
0,3
0,2
Estricção com ajuste
Estricção
Fratura
-0,1
0,0
0,1
0,2
0,1
0,3
0,4
2
0,0
-0,3
20 mm
40 mm
60 mm
80 mm
100 mm
120 mm
130 mm
140 mm
150 mm
180 mm
220 mm
-0,2
Estricção com ajuste
Estricção
Fratura
-0,1
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
2
(a)
(b)
Figura 9. Curva Limite de Conformação da chapa de aço inoxidável austenítico AISI 304L: (a) punção cilíndrico
plano, Marciniak e Kuczynski (1967) e (b) punção hemisférico, Nakazima et al (1968).
Cabe ressaltar que a CLC na estricção pelo método proposto por Marciniak obteve no domínio de deformação
biaxial, com o corpo de prova de diâmetro de 220 mm, uma queda da maior deformação principal na superfície (1),
essa queda pode ser relacionada a altos valores de fração transformada, demosttrada a seguir na Fig. (11) e
consequentemente com a perda de ductililade. Por sua vez a CLC na estricção pelo método proposto por Nakazima não
apresentou essa queda da maior deformação principal na superfície (1) no corpo de 220 mm de diâmetro. Tal fato pode
estar relacionado à superfície de contato obtendo um maior atrito e ao corpo de prova de largura de 150 mm ter sido
deslocado para a direita do gráfico com valores de 2 > 0,3 obtendo-se assim um vazio no intervalo de 0,1 a 0,3 de
menor deformação verdadeira na superfície (2).
Observa-se a interseção da curva CLC em deformação plana (2 = 0) é aproximadamente igual a 1 = 0,342 e 1 =
0,388 para os ensaios realizados com os punções plano e hemisférico, respectivamente. Percebe-se que o valor do
expoente de encruamento do material n = 0,31 determinado no ensaio de tração uniaxial para avaliação das
propriedades mecânicas do material no intervalo de 0,1 a 0,2 de deformação verdadeira, obteve valores próximos aos de
maior deformação principal na superfície (1) no ponto de interseção da Curva Limite de Conformação com o eixo das
abscissas, ou seja, na área correspondente ao domínio de deformação plana (1 > 0 e 2 .= 0).
Foi obtida a transformação de fases em função das seções definidas ao longo de cada corpo de prova dos ensaios
propostos por Marciniak e Nakazima. Como descrito anteriormente foram construídos gráficos da fração transformada
de martensita em função das seções definidas nas superfícies de todos os corpos de prova com as fraturas sendo
representadas com uma reta no gráfico na direção vertical. A Fig. (10) mostra a fração transformada de martensita ao
longo da superfície dos corpos de prova de largura 20, 130 e 220 mm dos ensaios propostos por Marciniak e Nakazima.
Onde, observa-se que não houve variação significativa da fração de martensita transformada ao longo dos corpos de
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prova, porém no ensaio com punção plano apresentou uma pequena elevação nos pontos mais afastados do centro dos
corpos de prova de larguras 130 e 220 mm, mostrado nas Fig. 10(b) e 10(c), respectivamente. Tal fato pode estar
relacionado com a proximidade do raio de curvatura da extremidade do punção plano ocorrendo o efeito de flexão que
favorece a fração de martensita transformada. Tal efeito ocorre igualmente nos corpos de prova do ensaio com punção
hemisférico, porém distribuído ao longo dos corpos de prova, ocasionando uma maior fração de martensita
transformada distribuída ao longo do corpo de prova.
0,5
Fração volumétrica de martensita
Fração volumétrica de martensita
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
0,0
-30
Largura 20 mm
Marciniak
Nakazima
-20
-10
0
10
20
0,4
0,3
0,2
0,1
Largura 130 mm
Marciniak
Nakazima
0,0
-30
30
-20
-10
0
10
20
30
40
Distância (mm)
Distância (mm)
(a)
(b)
Fração volumétrica de martensita
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
0,0
-30
Diâmetro 220 mm
Marciniak
Nakazima
-20
-10
0
10
20
30
Distância (mm)
(c)
Figura 10. Análise da fração transformada na superfície dos corpos de prova de larguras: (a) 20 mm, (b) 130
mm e (c) 220 mm ensaios realizados com punção plano; (d) 20 mm, (e) 130 mm e (f) 220 mm ensaios realizados
com punção hemisférico.
A Fig. (11) apresenta a fração de martensita-' induzida por deformação em função da menor deformação há
superfície (2 ) determinada para a chapa de aço inoxidável austenítico AISI 304L a partir dos ensaios realizados com os
punções plano e hemisférico. Observa-se que a transformação de fases se dá em valores mais altos no ensaio realizados
com punção hemisférico, o que pode estar relacionado com os maiores níveis de deformação plástica efetiva obtidos
nesta metodologia visto os maiores valores da maior deformação principal em comparação com os resultados obtidos
nos ensaios do punção plano, vide Fig. (9).
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7º C ON G R E S S O B R A SIL EIR O D E E N G EN H A R I A D E F AB R I C A Ç Ã O 2 0 a 24 d e Maio d e 20 13. Pen ed o , It at ia ia - R J
0.5
0,5
Nakazima
Marciniak
Fração de martensita-'
Fração de martensita-'
0,4
0,3
0,2
0,1
0,0
-0,3
20 mm
40 mm
60 mm
80 mm
100 mm
120 mm
-0,2
130 mm
140 mm
150 mm
180 mm
220 mm
-0,1
0.4
0.3
0.2
0.1
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
2
0.0
-0.3
20 mm
40 mm
60 mm
80 mm
100 mm
120 mm
-0.2
130 mm
140 mm
150 mm
180 mm
220 mm
-0.1
0.0
0.1
0.2
0.3
0.4
2
(a)
(b)
Figura 11. Martensita-' induzida por deformação em função da menor deformação determinada para a
chapa de aço inoxidável austenítico AISI 304L: (a) punção plano, e (b) punção hemisférico.
4. CONCLUSÕES
Neste trabalho, o comportamento plástico de uma chapa de aço inoxidável austenítico AISI 304L foi caracterizado
por meio de ensaios de tração uniaxial e Curva Limite de Conformação. A partir das análises de resultados
experimentais foi possível estabelecer as seguintes conclusões:
1) o aço AISI 304L apresentou elevados valores de resistência mecânica e ductilidade em razão da transformação de
fases   ' induzida por deformação plástica, porém, com baixos valores de anisotropia plástica normal;
2) as deformações limites na definidas pelas metodologias Marciniak (punção plano) e Nakazima (punção hemisférico)
tem mesma tendência na condição de estricção, porém, maiores níveis de deformação foram obtidos nos ensaios com
punção hemisférico em razão de efeitos de flexão e atrito que influenciam a cinética de transformação de fases   '
induzida por deformação plástica;
3) um maior espaçamento da menor deformação na superfície ( entre um corpo de prova e outro pode desfavorecer a
precisão na determinação da Curva Limite de Conformação;
4) a geometria dos punções tem influência na transformação de fases   ', onde foi observado que ao longo dos
corpos de prova dos ensaios com punção hemisféricos houve uma maior transformação de fases   ' em relação aos
ensaios com punção plano, devido aos efeitos de flexão. Contudo a geometria do punção plano favorece uma maior
transformação de fases   ' nos pontos mais afastados do centro, ou seja, próximo ao raio de curvatura, relacionados
também aos efeitos de flexão;
5) o valor de expoente de encruamento (n) obtido no intervalo de 0,1 e 0,2 de deformação verdadeira em ensaios de
tração uniaxial e os valores da maior deformação verdadeira na superfície () no domínio de deformação plana )
obtidas nos ensaios para a determinação da CLC com punções planos e hemisféricos apresentaram valores
aproximados, podendo assim serem correlacionados.
5. AGRADECIMENTOS
Os autores gostariam de expressar seus sinceros agradecimentos às empresas Aperam Inox América do Sul S/A
(fornecimento de chapas de aço AISI 304L), CSN (realização de ensaios de tração uniaxial) e USIMINAS (realização
de ensaios de Curva Limite de Conformação). MCC e MCSF agradecem a CAPES pelas bolsas de estudos de
Doutorado. LPM agradece ao CNPq (Bolsa de Produtividade PQ2 e Edital Universal 2012) e a FAPERJ (JCNE 2012)
pelo fomento a pesquisa.
6. REFERÊNCIAS
Costa e Silva A.L e Mei, P.R., “Aços Inoxidáveis, Aços e Ligas Especiais”, 2° edição, 2006.
Dan, W.J , W.G. Zhang, W.G, Li, S.H, Lin, Z.Q., “A Model for Strain-Induced Martensitic Transformation of TRIP
Steel with Strain Rate”. Vol. 40, p. 101-107, 2007.
Gallée, S e Pilvin,P., “Deep Drawing Simulation of a Metastable Austenitic Stainless Steel Using a Two-Phase
Model”. Journal of Materials Processing Technology. Vol. 210, p. 835-843, 2010.
Hecker, S.S., Stout, M.G., Staudhammer, K.P., Smith, J.L., 1982. “Effects of Strain State and Strain Rate on
Deformation-Induced Transformation in 304 Stainless Steel”. Part I. Magnetic Measurements and Mechanical
Behavior. Metall. Trans,Vol. A13, p. 619–626, 1982.
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International Organization for Standardization. ISO 12004-2: “Metallic Materials-Sheet and Strip-Determination of
Forming Limit Curves” – part 2: Determination of Forming Limit Curves in Laboratory. Geneva, 2007.
Marciniak, Z. e Kuczynski, K., “Limit Strains in the Processes of Stretch-Forming Sheet Metal”, International Journal
of Mechanical Sciences, Vol. 9, N. 9, 1967, pp. 609-620.
Nakazima, K. , Kikuma, T. e Hasuka, T., “Study on the Formability of Steel Sheets”, Yawata Technical Report Nr. 284,
1968, pp. 140−141.
Tavares, S.S.M.; Pardal, J.M.;da Silva, M.J. Gomes; Abreu, H.F.G.; da Silva, M.R.. “Deformation Induced Martensitic
Transformation in a 201 Modified Austenitic Stainless Steel”. 2009.
7. DIREITOS AUTORAIS
Os autores são os únicos responsáveis pelo conteúdo do material impresso incluído no seu trabalho.
EVALUATION OF THE FORMING LIMIT CURVE OF AN AUSTENITIC
STAINLESS STEEL
Marcelo Costa Cardoso, [email protected]
Luciano Pessanha Moreira, [email protected] 1
Maria Carolina dos Santos Freitas, [email protected]
Andersan dos Santos Paula, [email protected] 2
1
Programa de Pós-graduação em Engenharia Metalúrgica, Universidade Federal Fluminense, Av. dos Trabalhadores,
420, CEP 27255-125, Volta Redonda, RJ
Abstract: In this work, the mechanical properties and the plastic behavior of an austenitic stainless steel sheet AISI
304L were evaluated by means of uniaxial tensile and Forming Limit Curve tests. From the uniaxial tensile testing the
mechanical properties of the material were obtained in three directions, namely, 0, 45 and 90 degrees with respect to
the rolling direction, and Forming Limit Curve (FLC) was evaluated by employing cylindrical flat-bottom (Marciniak)
and hemispherical (Nakazima) punch test geometries. Also, the austenite-martensite phase transformation was
evaluated with the help of ferritoscope as a function of the FLC specimen width for both hemispherical and flatbottomed punch geometries. The limit strains were analyzed in both localized necking and fracture conditions, showing
the good formability of the austenitic stainless steel AISI 304L sheet.
Key word: Curve Forming Limit, Austenitic stainless steel,TRIP Effect.
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