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MINISTÉRIO DA EDUCAÇÃO
UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO GRANDE DO SUL
Escola de Engenharia
Programa de Pós-Graduação em Engenharia de Minas, Metalúrgica e de Materiais -
PPGEM
Desenvolvimento de processo de forjamento da liga de alumínio AA6351 com auxílio
de computação numérica
Leonardo Martello
Dissertação para obtenção do título de Mestre
em Engenharia
Porto Alegre
2007
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Livros Grátis
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MINISTÉRIO DA EDUCAÇÃO
UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO GRANDE DO SUL
Escola de Engenharia
Programa de Pós-Graduação em Engenharia de Minas, Metalúrgica e de Materiais-
PPGEM
Desenvolvimento de processo de forjamento da liga de alumínio AA6351 com auxílio
de computação numérica
Leonardo Martello
Engenheiro Mecânico Automotivo
Trabalho realizado no Centro de Tecnologia da Escola de Engenharia da UFRGS,
dentro do Programa de Pós-Graduação em Engenharia de Minas, Metalúrgica e de
Materiais - PPGEM, como parte dos requisitos para a obtenção do título de Mestre
em Engenharia
Área de Concentração: Processos de Fabricação
Porto Alegre
2007
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Esta Dissertação foi julgada adequada para obtenção do título de Mestre em
Engenharia, área de concentração Processos de Fabricação e aprovada em sua
forma final, pelo Orientador e pela Banca Examinadora do Curso de Pós-Graduação.
Orientador: Prof. Dr. Lírio Schaeffer
Banca Examinadora:
Prof. Dr. Sérgio Tonini Button – UNICAMP/FEM
Dr. Alberto Moreira Guerreiro Brito – LdTM/UFRGS
Prof. Dr. Alexandre da Silva Rocha - LdTM/UFRGS
Prof. Dr. Carlos Pérez Bergmann
Coordenador do PPGEM
À meus pais
À Roberta Soriano
AGRADECIMENTOS
Ao professor Lírio Schaeffer pelo estímulo, dedicação e valiosas
contribuições.
Aos colegas Adalberto L. Lenhard Jr., Matheus Sessim Gomes, Alberto
Moreira Guerreiro Brito e Martin Geier pelas sugestões e inestimáveis observações.
Aos bolsistas e funcionários do Laboratório de Transformação Mecânica -
LdTM, Ronaldo Finkler, Luciano Coelho, Carla Aguiar, Sabrina Ferreira e Luis
Eduardo Pinow Ribas pela ajuda ao longo deste trabalho.
Ao CNPq pela viabilização do projeto através de auxílio financeiro.
À MSC Software pela disponibilização dos programas MSC.SuperForge
2005
®
e MSC.SuperForm 2005
®
.
À Acheson Industries pela doação dos lubrificantes utilizados para a
realização dos experimentos.
À Gerdau Aços Finos Piratini pela doação do material utilizado para a
confecção do ferramental.
À empresa Forjas Brasileiras Indústrias Metalúrgicas S/A pelo apoio,
compreensão e oportunidade recebidos.
SUMÁRIO
1. INTRODUÇÃO......................................................................................................1
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ................................................................................3
2.1. ASPECTOS DO PROCESSO DE FORJAMENTO ...............................................3
2.2. ALUMÍNIO.............................................................................................................4
2.3. COEFICIENTE DE ATRITO..................................................................................6
2.4. CURVAS DE ESCOAMENTO...............................................................................8
2.5. PARÂMETROS TÉRMICOS...............................................................................11
2.5.1. CONVECÇÃO FORÇADA ............................................................................12
2.5.2. CONVECÇÃO NATURAL OU LIVRE ...........................................................14
2.5.3. EMISSIVIDADE ............................................................................................16
2.6. EXPANSÃO TÉRMICA .......................................................................................16
2.7. INFLUÊNCIA DA TEMPERATURA NOS PROCESSOS DE FORJAMENTO.....18
2.8. TRATAMENTO TÉRMICO..................................................................................20
2.8.1. TRATAMENTO TÉRMICO DE LIGAS DE ALUMÍNIO..................................20
2.8.2. TRATAMENTO TÉRMICO DA LIGA AA6351...............................................22
2.9. RIGIDEZ DO EQUIPAMENTO............................................................................22
2.10. SIMULAÇÃO COMPUTACIONAL DE PROCESSOS DE FORJAMENTO..23
2.10.1. MÉTODO DOS VOLUMES FINITOS............................................................24
2.11. AÇOS FERRAMENTA ................................................................................25
2.11.1. AÇO AISI H13...............................................................................................26
3. DETERMINAÇÃO EXPERIMENTAL DO ATRITO.............................................27
3.1. LUBRIFICANTE ..................................................................................................27
3.2. ENSAIO DO ANEL..............................................................................................28
3.3. ENSAIO REALIZADO .........................................................................................28
3.4. RESULTADOS....................................................................................................29
4. PARÂMETROS TÉRMICOS...............................................................................31
4.1. CONVECÇÃO FORÇADA ..................................................................................31
4.1.1. GERATRIZ AQUECIDA A C430
o
................................................................32
4.1.2. GERATRIZ AQUECIDA A C500
o
................................................................34
4.2. CONVECÇÃO NATURAL DA GERATRIZ ..........................................................36
4.2.1. GERATRIZ AQUECIDA A C430
o
................................................................36
VII
4.2.2. GERATRIZ AQUECIDA A C500
o
................................................................38
4.3. CONVECÇÃO NATURAL DA FERRAMENTA....................................................39
4.4. EMISSIVIDADE ..................................................................................................41
5. CORREÇÃO DIMENSIONAL DA PEÇA FORJADA..........................................42
6. SIMULAÇÃO COMPUTACIONAL DO PROCESSO DE FORJAMENTO..........44
6.1. RESFRIAMENTO DA GERATRIZ ......................................................................47
6.2. DIMENSIONAMENTO DA GERATRIZ COM AUXÍLIO DE SIMULAÇÃO
COMPUTACIONAL.............................................................................................48
6.3. ANÁLISE DA INFLUÊNCIA DA TEMPERATURA DAS GERATRIZES...............50
6.4. TENSÕES NO FERRAMENTAL.........................................................................53
6.5. DESENVOLVIMENTO DE PRÉ-FORMA PARA GERATRIZ..............................56
7. ANÁLISE EXPERIMENTAL DO FORJAMENTO...............................................60
7.1. MÉTODO ............................................................................................................60
7.2. CÁLCULO DA RIGIDEZ DA PRENSA FKL ........................................................62
7.3. VELOCIDADE DE FECHAMENTO DA PRENSA ...............................................65
7.4. FORÇAS DE CONFORMAÇÃO .........................................................................65
7.5. PEÇAS FORJADAS............................................................................................66
8. ANÁLISE DOS RESULTADOS..........................................................................68
8.1. COMPARAÇÃO DAS PEÇAS SIMULADAS COM AS FORJADAS....................68
8.2. COMPARAÇÃO DAS FORÇAS MEDIDAS E SIMULADAS................................71
8.3. UTILIZAÇÃO DE GERATRIZ COM PRÉ-FORMA ..............................................72
9. CONCLUSÕES...................................................................................................74
9.1. SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ..................................................75
10. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ..................................................................76
ÍNDICE DE FIGURAS
Figura 2.1: Curva de escoamento do alumínio AA6351 para velocidade de
deformação
1
s1,0
−
=ϕ
&
..............................................................................10
Figura 2.2: Curva de escoamento do alumínio AA6351 para velocidade de
deformação
1
s0,1
−
=ϕ
&
..............................................................................10
Figura 2.3: Curva de escoamento do alumínio AA6351 para velocidade de
deformação
1
s0,10
−
=ϕ
&
............................................................................11
Figura 3.1: Região onde foi realizado o ensaio do anel na ferramenta .....................29
Figura 3.2: Evolução da deformação do anel............................................................29
Figura 6.1: Malha de elementos finitos nas matrizes de forjamento gerados pelo
programa. MSC.SuperForm 2005
®
...........................................................45
Figura 6.2: Geometria da peça forjada (a) e da geratriz posicionada entre as matrizes
de forjamento (b) ......................................................................................46
Figura 6.3: Dimensões básicas da peça conformada................................................47
Figura 6.4: Temperatura da geratriz quando retirada do forno (a), após posicionada
sobre a matriz de forjamento inferior (b) e no instante anterior ao início da
conformação (c)........................................................................................48
Figura 6.5: Comparação entre as peças obtidas com a utilização de geratrizes com
22,2 mm (a) e 25.4 mm (b) de diâmetro...................................................49
Figura 6.6: Análise do preenchimento da cavidade para geratrizes com
mm100 (a),
mm110 (b) e mm120 (c) de comprimento ..............................................50
Figura 6.7: Distribuição de temperaturas da peça para matrizes aquecidas a C90
o
e
geratrizes aquecidas a C430
o
(a) e C500
o
(b) .......................................51
Figura 6.8: Preenchimento das cavidades para geratrizes aquecidas a C430
o
(a) e
C500
o
(b).................................................................................................52
Figura 6.9: Forças de conformação da peça a C430
o
e C500
o
..............................54
Figura 6.10: Tensões nas matrizes no instante de maior força de conformação para
geratriz aquecida a C420
o
......................................................................54
Figura 6.11: Tensões nas matrizes no instante de maior força de conformação para
geratriz aquecida a C500
o
......................................................................55
Figura 6.12: Tensões do ferramental concentradas na região do espelho da peça..55
IX
Figura 6.13: Seções da peça com
mm10 de distância cada....................................56
Figura 6.14: Geometria da geratriz pré-formada com um acréscimo de 5% em seu
volume total ..............................................................................................58
Figura 6.15: Estudo realizado utilizando-se uma geratriz com 5% de material para
formação de rebarba ................................................................................58
Figura 6.16: Estudo realizado utilizando-se uma geratriz com 10% de material para
formação de rebarba ................................................................................59
Figura 7.1: Dispositivo auxiliar de posicionamento da geratriz sobre a cavidade......61
Figura 7.2: Rebarbadora utilizada para rebarbar a peça...........................................62
Figura 7.4: Deslocamento corrigido em função da rigidez da prensa........................64
Figura 7.5: Velocidade de fechamento da prensa em função do tempo ...................65
Figura 7.6: Forças de conformação e curso das ferramentas em função do tempo..66
Figura 7.7: Peça forjada com geratriz de mm110 de comprimento e mm2,22 de
diâmetro ...................................................................................................67
Figura 7.8: Rebarba retirada da peça e peça final ....................................................67
Figura 8.4: Comparação das forças obtidas via experimento e simulação ...............71
Figura 8.5: Velocidade da prensa utilizada para a conformação das peças .............72
ÍNDICE DE TABELAS
Tabela 1: Composição química média da liga de alumínio AA6351............................5
Tabela 2: Coeficientes para curva de escoamento do alumínio AA6351 [23] .............9
Tabela 3: Coeficientes de expansão térmica dos materiais ......................................18
Tabela 4: Classificação da deformação a frio H para ligas de alumínio [8] ...............21
Tabela 5: Tratamentos térmicos aplicáveis às ligas de alumínio estáveis [8] ...........22
Tabela 6: Seqüência de tratamento térmico da liga AA6351 [28]..............................22
Tabela 7: Composição química média da liga de aço AISI H13 [32].........................26
Tabela 8: Propriedades físicas do ar na temperatura de corrente livre, C20
o
[24]...32
Tabela 9: Propriedades físicas do ar na temperatura de parede, C430
o
[24] ...........32
Tabela 10: Propriedades físicas do ar na temperatura de película, C225
o
[24] .......33
Tabela 11: Propriedades físicas do ar na temperatura de parede a C500
o
[24] ......35
Tabela 12: Propriedades físicas do ar na temperatura de película, C260
o
[24] ........35
Tabela 13: Propriedades físicas do ar na temperatura de película, C55
o
[24] .........40
Tabela 14: Emissividade para o alumínio e aço ferramenta oxidados [25] ...............41
Tabela 15: Parâmetros térmicos utilizados na simulação .........................................44
Tabela 16: Área de cada seção da peça e raio equivalente para geratriz.................57
Tabela 17: Área de cada seção da geratriz e raio equivalente utilizando-se o volume
da peça.....................................................................................................57
Tabela 18: Área de cada seção da geratriz e raio equivalente com aumento de
volume total de 10%.................................................................................59
Tabela 19: Dimensões das peças forjada e simulada com mm2,22 de diâmetro e
mm110 de comprimento..........................................................................69
Tabela 20: Dimensões das peças forjada e simulada com
mm2,22
de diâmetro e
mm100 de comprimento..........................................................................70
LISTA DE SÍMBOLOS
C - força de conformação, MN
D - diâmetro, mm
f - fator de correção devido à expansão da geratriz e das matrizes
a
F - força de atrito, N
N
F - força normal, N
g
- aceleração da gravidade,
2
smm
D
Gr - número de Grashof para corpo cilíndrico
L
Gr - número de Grashof para placa plana
h
- coeficiente convectivo de transferência de calor, C.mmW
2 o
m
h - coeficiente convectivo médio, C.mmW
2 o
c
k - limite de escoamento em cisalhamento, através do critério de von Misses, MPa
f
k - tensão de escoamento, MPa
0f
k - tensão de escoamento quando deformação verdadeira 1
=
, MPa
K
- coeficiente condutivo de transferência de calor, C.mmW
o
l - deslocamento,
mm
L - comprimento,
mm
C
L - comprimento característico, mm
i
L , comprimento inicial, mm
f
L , comprimento do forjado frio, mm
m - fator de atrito
3,2,1
n - constantes do material que representam a influência da temperatura, da
deformação e da velocidade de deformação, respectivamente
m
Nu - número de Nusselt médio
P
r
- número de Prandlt
D
Ra - número de Rayleigh
Re - número de Reynolds
S - rigidez do equipamento,
mmMN
T - temperatura de película,
C
o
XII
a
T , temperatura ambiente, C
o
f
T , temperatura de forjamento, C
o
m
T , temperatura das matrizes, C
o
W
T
- temperatura da parede, C
o
∞
T - temperatura da corrente livre,
C
o
∞
u - velocidade da corrente livre, smm
α
, difusividade térmica, smm
2
β , coeficiente de expansão térmica, C.mmmm
o
φ - coeficiente de dilatação térmica,
1
C
−o
ϕ - deformação verdadeira
ϕ
&
- velocidade de deformação, s
-1
μ - coeficiente de atrito coulombiano
W
μ
- viscosidade na temperatura da parede, s.mmg
∞
μ
- viscosidade na temperatura da corrente livre, s.mmg
N
σ - tensão normal na interface, MPa
τ
- tensão de cisalhamento na interface, MPa
υ - viscosidade cinemática, smm
2
ξ - emissividade
RESUMO
O objetivo deste trabalho é apresentar a seqüência de desenvolvimento de
um processo de forjamento a quente com uma liga de alumínio AA6351. Métodos
experimentais, numéricos e computacionais são utilizados em conjunto buscando a
redução do tempo de desenvolvimento do processo de conformação, reduzindo as
chances de confecção incorreta de ferramental, conformação insatisfatória,
capacidade dos equipamentos inadequada, entre outros.
Os programas comerciais de simulação numérica MSC.SuperForge 2005
®
e
MSC.SuperForm 2005
®
. Este é alimentado com parâmetros obtidos através de
métodos experimentais, como curvas de escoamento e fator de atrito, e métodos
teóricos como coeficientes de transferência de calor, com o objetivo de melhorar a
qualidade dos resultados obtidos através da simulação numérica.
As peças produzidas são comparadas com os resultados obtidos via
simulação computacional com o intuito de validar os resultados obtidos e apresentar
a viabilidade de utilização de métodos numéricos para desenvolvimento de
processos de conformação mecânica.
O desenvolvimento de geratrizes pré-formadas é realizado através de
simulação numérica resultando em uma redução de aproximadamente 59% no
volume de material perdido em forma de rebarba.
PALAVRAS CHAVE
Forjamento, alumínio e simulação
ABSTRACT
The purpose of this work is to present the sequence of a hot forging process
development from AA6351 aluminum forged part. Experimental, numeric and
computational methods are used together so as to reduce the product’s development
time, chances of incorrect tools construction, incorrect formation and inadequate
equipment capacity, among other things.
The MSC.SuperForge 2005
®
commercial numeric simulation software is used.
This software is fed with parameters acquired through experimental methods, like
flow-stress curves and friction curves, and numeric methods, like heat transfer
coefficients, with the purpose of increase the results quality got through numeric
simulation.
Produced parts are compared with computational simulation results with the
purpose to validate the results got and present the feasibility of the use of numeric
methods to development of mechanical formation processes.
Pre-formed billets development is realized through numeric simulation
resulting in a material volume reduction of approximately 59% in material volume loss
like flash.
KEY WORDS
Forging, aluminum and simulation
1. INTRODUÇÃO
Este trabalho visa apresentar a viabilidade técnica e os benefícios da
utilização de programas de simulação numérica no desenvolvimento de processos
de conformação mecânica de ligas de alumínio.
O alumínio vem ganhando grande interesse comercial ao longo dos anos
devido às vantagens inerentes a este metal, entre elas a baixa densidade, boa
resistência mecânica, reduzido consumo de energia em sua reciclagem e
disponibilidade de minério. Suas principais aplicações concentram-se nas indústrias
aeronáutica e de transportes, de um modo geral, por possuírem as características
citadas acima. Uma das principais formas de transformação deste metal é o
processo de forjamento que consiste na deformação plástica de uma geratriz entre
as cavidades de matrizes que possuem o formato da peça desejada. Este processo
de fabricação se caracteriza pelo baixo consumo de energia e elevado
aproveitamento do material empregado.
O desenvolvimento de processos de forjamento é uma atividade que consome
tempo com altos custos envolvidos devido ao método interativo de tentativa e erro
usado para o projeto de ferramentas e para encontrar o equipamento e condições de
processo [1]. Com a busca pela otimização e redução do tempo de desenvolvimento
destes processos para redução de custos e com o advento da informática,
programas computacionais de cálculo de volumes e elementos finitos foram
desenvolvidos para auxiliar no desenvolvimento de novos processos e otimização de
processos já existentes. Estes programas permitem a redução do tempo de
desenvolvimento de novos processos, da quantidade de material desperdiçado na
forma de rebarba e no aumento da vida útil do ferramental.
Com auxílio dos programas comerciais MSC.SuperForge 2005
®
e
MSC.SuperForm 2005
®
este trabalho desenvolve através de estudo preliminar o
dimensionamento da geratriz para forjamento da uma peça com a liga de alumínio
2
AA6351. Analisa-se, também, a influência da temperatura das matrizes e da geratriz
nas forças de forjamento e preenchimento da cavidade e as tensões geradas no
ferramental durante a conformação.
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1. ASPECTOS DO PROCESSO DE FORJAMENTO
A conformação de metais está entre os três processos de fabricação mais
utilizados na produção de artigos metálicos, juntamente com a fundição e a
usinagem. A conformação talvez seja a técnica mais madura e antiga das três [2]. As
primeiras notícias sobre conformação remontam a 8.000 anos antes de Cristo. Em
4.000 antes de Cristo, iniciou-se a conformação de bronze pelo homem para a
produção de armas de guerra e ferramentas, que se estendeu até próximo do final
do século XIX, com a melhoria gradativa dos metais empregados, como o ferro e o
aço.
As forjarias até o século XIX trabalharam particularmente com forjamento de
ferro em matriz aberta. Com o passar dos anos a capacidade dos equipamentos
utilizados foi aumentando gradualmente de kN5,0 para até kN0,10 . A invenção do
conversor Bessemer em 1.856 foi o maior passo para o desenvolvimento da
indústria de forjamento de materiais ferrosos. O amadurecimento desta indústria se
deu entre as décadas de 1.920 e 1.960 com o estabelecimento dos primeiros
desenvolvimentos científicos como a teoria da plasticidade, tecnologia dos materiais
e análise experimental dos processos. Desde então a ciência é uma importante base
econômica para as indústrias de tecnologia de conformação de metais [3]. Hoje as
forjarias tem extrema importância no fornecimento de grandes quantidades de peças
forjadas a baixo custo, devido a sua alta produtividade, baixo índice perda de
material, qualidade das peças produzidas, capacidade de produção e da capacidade
de trabalhar com materiais ferrosos e não-ferrosos.
4
O forjamento é um processo de fabricação em série de peças metálicas
destinadas às mais variadas aplicações [4]. O processo consiste na deformação
plástica de uma geratriz através de sua compressão entre matrizes para a obtenção
de uma determinada forma final [5].
Este processo pode ser classificado em forjamento a frio, a morno ou a
quente em função da temperatura em que ocorre a conformação. Outra forma de
classificação diz respeito a geometria das matrizes, podendo ser aberta ou fechada
com ou sem rebarba. Normalmente, o forjamento em matriz aberta é realizado a
quente e destinado a produção de peças grandes em lotes relativamente pequenos.
Em geral as peças produzidas por este processo sofrem, após o forjamento,
operações de usinagem onde considerável quantidade de material é retirada. O
forjamento em matriz fechada com rebarba é o mais indicado para produção de
componentes de médio e pequeno porte, podendo ser realizado a quente ou a
morno. Tradicionalmente o processo de forjamento em matriz fechada sem rebarba
é realizado a frio e aplica-se a produção de peças pequenas em grandes lotes [4].
Ligas de alumínio foram inicialmente utilizadas para o forjamento de peças
para a indústria aeronáutica devido a seu reduzido peso e características mecânicas.
Hoje a indústria automobilística, bélica e de máquinas e equipamentos são grandes
consumidoras destas peças. Uma das vantagens do forjamento destas ligas é a
relativamente baixa temperatura de forjamento à quente, entre C400
o
e C500
o
para
a maioria das ligas, o que resulta em economia de energia quando comparada com
o forjamento a quente de peças de aço, que é realizado em torno de C200.1
o
.
2.2. ALUMÍNIO
O alumínio é o metal não-ferroso mais abundante na crosta terrestre [6]. Seu
principal minério é a bauxita, sendo que o Brasil possui a terceira maior reserva de
bauxita do mundo. A principal aplicação do alumínio no Brasil atualmente é na
confecção de embalagens seguido do setor de transportes e construção civil.
Segundo a Associação Brasileira do Alumínio (ABAL) o Brasil recicla anualmente
35% do alumínio utilizado, 3% acima da média mundial [7]. As principais vantagens
do uso do alumínio dizem respeito a sua reciclabilidade, baixa densidade, atoxidade,
elevada condutibilidade térmica e elétrica, maleabilidade e resistência a corrosão.
5
A conformação a quente do alumínio é geralmente realizada em temperaturas
relativamente elevadas devido a redução de sua tensão de escoamento e da menor
probabilidade de ocorrência de trincas e falhas durante a conformação quando
comparada com processos de conformação a frio.
O material utilizado neste trabalho é a liga AlSi1Mg0,5Mn, também conhecida
como AA6351. Se caracteriza por ser tratável termicamente por conter silício e
magnésio que formam silicato de magnésio durante o tratamento térmico. Suas
principais características são a boa conformabilidade, soldabilidade, usinabilidade,
resistência à corrosão, com média resistência mecânica [8]. Esta liga geralmente é
aplicada em peças que necessitem resistência a corrosão e em peças estruturais de
caminhões e automóveis devido ao seu reduzido peso [9].
A temperatura de forjamento a quente para ligas de alumínio está
normalmente situada entre sua temperatura de recristalização e a de solubilização.
Acima da linha “solidus” ocorrem defeitos irreparáveis, ocorrendo fusão de algumas
fases ou compostos de baixo ponto de fusão no contorno de grão, ocasionando a
fragilização do material [10]. Deve-se tomar cuidado com a velocidade de
deformação durante a conformação, para que, o calor gerado durante o processo
não provoque a fusão da liga ocasionando defeitos durante o resfriamento da peça.
Para a liga utilizada neste trabalho a temperatura “solidus” é C555
o
. Esta liga
também pode ser trabalhada a frio, mas deve-se prestar atenção para a formação de
trincas e dificuldades no preenchimento da cavidade. A composição química média
da liga de alumínio AA6351 é apresentada na Tabela 1 [8].
Tabela 1: Composição química média da liga de alumínio AA6351
Componente Quantidade (%)
Alumínio 96,1 - 97,5
Silício 0,7 – 1,3
Ferro 0,5
Magnésio 0,4 – 0,8
Manganês 0,4 – 0,8
Titânio 0,2
Zinco 0,2
Cobre 0,1
6
2.3. COEFICIENTE DE ATRITO
Em processos de conformação de metais a pressão aplicada nas matrizes
pelo equipamento, como prensa ou martelo, é transmitida para a geratriz
deformando-a. Esta deformação provoca um movimento relativo entre o ferramental
e o material. É nesta interface que se observa o atrito. O atrito nos processos de
forjamento tem influência direta na vida das matrizes, nas forças necessárias para a
operação, na qualidade superficial da peça, na microestrutura do material deformado
e no fluxo deste nas cavidades das matrizes [11] e [12]. As condições de atrito
prevalecem na interface peça-matriz tendo grande influência nas tensões geradas
no ferramental, no escoamento do material e na formação de defeitos [13]. Por este
motivo um baixo atrito entre peças e matrizes deve ser buscado em processos de
conformação mecânica. Existem basicamente três tipos de lubrificação que
governam as condições de atrito em conformação de metais [14]:
- condições a seco: não existe lubrificação na interface, apenas contato entre
duas superfícies;
- condições hidrodinâmicas: quando uma espessa camada de lubrificante está
presente entre as superfícies da peça e das matrizes;
- lubrificação de contorno: condição de lubrificação intermediária entre atrito
seco e lubrificação hidrodinâmica.
O atrito pode ter duas definições básicas em função da tensão de
cisalhamento interfacial [15]:
1. Coeficiente de atrito coulombiano (
μ
): é a razão da força de atrito pela
força normal, ou da tensão de cisalhamento pela tensão normal na interface [16].
Esta noção de coeficiente de atrito se baseia na teoria de Amonton-Coulomb,
relativa a mecânica do contato entre corpos sólidos [17]. Esta teoria independe da
área real e aparente de contato, sendo proporcional apenas às forças aplicadas, e
conseqüentemente, às tensões produzidas entre as duas superfícies;
NN
a
F
F
σ
τ
==μ (2.1)
7
onde:
N
F , força normal, N
a
F , força de atrito, N
μ, coeficiente de atrito coulombiano
N
σ , tensão normal na interface,
MPa
τ
, tensão de cisalhamento na interface,
MPa
2. Fator de atrito interfacial (
m ): é a relação entre a tensão de cisalhamento
na interface e o limite de escoamento em cisalhamento. Por ser independente da
tensão normal na interface, este fator, em conjunto com a relativa facilidade com que
pode ser medido, tem conduzido para um aumento de seu uso para descrever o
atrito em processos de conformação [18].
c
k.m
=
τ
(2.2)
onde:
c
k , limite de escoamento em cisalhamento, através do critério de Von Misses, MPa
m , fator de atrito
Uma forma de reduzir o atrito é a utilização de lubrificantes. Estes devem
obedecer alguns critérios, como agir na prevenção da aderência e soldagem da
peça na matriz, ser isolante térmico para reduzir perdas de calor, ser inerte com os
materiais da peça e das matrizes, não ser abrasivo, possuir fácil aplicação e
remoção e custo acessível. O trabalho desenvolvido por Saiki et al [19] discute
alguns destes critérios. Os lubrificantes utilizados para forjamento de alumínio tem
como principal elemento o grafite que junto com outros elementos se encontram em
suspensão coloidal que é caracterizada por conter partículas microscópicas em
suspensão que não sedimentam, mesmo aquelas onde o colóide é um metal
pesado.
8
2.4. CURVAS DE ESCOAMENTO
Nos processos de forjamento as características de deformação dos materiais
e suas leis constitutivas determinam como os mesmos escoam. A tensão de
escoamento pode ser descrita em função de algumas variáveis através da curva de
escoamento, que é definida como sendo a variação da tensão de escoamento
f
k em
função da temperatura
f
T , da deformação verdadeira
ϕ
, e da velocidade de
deformação ϕ
&
, para condições de deformação a quente [20].
Vários métodos para levantamento de curvas de escoamento foram
desenvolvidos ao longo do tempo, como os ensaios de tração e de compressão.
Estes e outros métodos para levantamento de curvas de escoamento são
apresentados por Garcia, Spim e Santos [21].
Neste trabalho apenas o método do ensaio de compressão é apresentado por
ser utilizado para ensaios em materiais frágeis ou que sofrem grandes deformações,
como os utilizados em conformação mecânica. Os resultados obtidos por este
ensaio são similares aos obtidos no ensaio de tração, assim como, os fatores que
influenciam seus resultados. Este ensaio consiste na compressão de um corpo-de-
prova cilíndrico até certa deformação percentual de sua altura, enquanto a força
aplicada é medida. Após a realização dos ensaios uma curva tensão-deformação é
traçada com os valores obtidos.
Como o ensaio é realizado entre matrizes planas o atrito existente entre estas
e o corpo-de-prova deve ser reduzido para um valor o mais próximo do zero
possível. Para isso faz-se necessário a utilização de lubrificantes que devem ser
homogeneamente distribuídos na superfície do corpo-de-prova. Uma das formas de
garantir igual distribuição do lubrificante e que não haverá variação em sua
composição em ensaios realizados a frio é utilizando “Teflon
®
” junto ao corpo-de-
prova. Este é utilizado por ser um dos sólidos que possuem um dos menores
coeficientes de atrito conhecidos [22]. Já para ensaios realizados a quente o mesmo
processo de lubrificação utilizado no processo produtivo deve ser empregado para
lubrificação dos corpos-de-prova.
Os programas computacionais de simulação numérica através de volumes e
elementos finitos precisam ser alimentados com uma equação que descreva a curva
de deformação do material conformado. O modelo utilizado por Brito e Prediger [23]
9
descreve uma função exponencial utilizada para representação da curva de
escoamento de materiais utilizados em conformação mecânica.
3
21
n
nT.n
0ff
..e.kk ϕϕ=
−
&
(2.3)
onde:
f
k , tensão de escoamento, MPa
0f
k , tensão de escoamento quando a deformação verdadeira 1
=
, MPa
3,2,1
n , constantes do material que representam a influência da temperatura, da
deformação e da velocidade de deformação, respectivamente
f
T , temperatura de forjamento, C
o
ϕ
, deformação verdadeira
ϕ
&
, velocidade de deformação,
1
s
−
A Tabela 2 apresenta os coeficientes da Equação 2.3 para a liga de alumínio
AA6351, e seus os limites de aplicação.
Tabela 2: Coeficientes para curva de escoamento do alumínio AA6351 [23]
0f
k
1
n
2
n
3
n
Validade
50,303 004295,0 102691,0 057361,0
(
)
()
()
11
f
s0,10as1,0
máx2,1
C500aC200T
−−
ϕ
ϕ
&
oo
Aplicando-se os coeficientes da Tabela 2 na Equação (2.3) traçam-se os
gráficos abaixo para as velocidades de deformação,
1
s1,0
−
,
1
s0,1
−
e
1
s0,10
−
, e para
as temperaturas de C200
o
, C300
o
, C400
o
e C500
o
.
10
Velocidade de deformação = 0,1 s
-1
0
20
40
60
80
100
120
140
160
0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4
Deformação (-)
Tensão de escoamento (MPa)
200 °C 300 °C
400 °C 500 °C
Figura 2.1: Curva de escoamento do alumínio AA6351 para velocidade de
deformação
1
s1,0
−
=ϕ
&
Velocidade de deformação = 1,0 s
-1
0
20
40
60
80
100
120
140
160
0.00.20.40.60.81.01.21.4
Deformação (-)
Tensão de escoamento (MPa)
200 °C 300 °C
400 °C 500 °C
Figura 2.2: Curva de escoamento do alumínio AA6351 para velocidade de
deformação
1
s0,1
−
=ϕ
&
11
Velocidade de deformação = 10,0 s
-1
0
20
40
60
80
100
120
140
160
0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4
Deformação (-)
Tensão de escoamento (MPa)
200 °C 300 °C
400 °C 500 °C
Figura 2.3: Curva de escoamento do alumínio AA6351 para velocidade de
deformação
1
s0,10
−
=ϕ
&
2.5. PARÂMETROS TÉRMICOS
Em processos de conformação mecânica calor é gerado devido a deformação
plástica do material e pelo atrito existente no processo. Uma parte do calor gerado
permanece no material deformado, outra flui para a ferramenta, enquanto uma
terceira parte flui para a parte indeformada do componente [14]. Os parâmetros que
regem essas trocas térmicas são:
- Coeficiente
K
de transferência de calor por condução entre a peça e a
ferramenta. Este coeficiente define a maioria das perdas de calor da peça para a
matriz durante processos de forjamento.
- Coeficiente h de transferência de calor por convecção entre a peça e o
ambiente. O coeficiente h provoca perdas de calor da peça durante o transporte do
forno para a prensa até a conformação da peça;
- Emissividade ξ da superfície da peça forjada. A emissividade é o fator que
define, na região de temperaturas elevadas, a maior parte das perdas de calor da
geratriz aquecida para o meio ambiente durante o transporte desta para o
equipamento de forjamento até o momento da conformação.
12
2.5.1. CONVECÇÃO FORÇADA
Convecção forçada é encontrada no processo de conformação em questão
quando a geratriz é movimentada do forno até seu posicionamento sobre as
matrizes de forjamento.
O escoamento transversal a um cilindro circular isolado depende das
características de escoamento do fluído, que pode ser determinado através do
cálculo do número de Reynolds. Este parâmetro adimensional representa a razão
entre a força de inércia e a força viscosa, indicando o comportamento do
escoamento laminar ou turbulento. Para uma barra redonda este número pode ser
calculado através da seguinte equação.
υ
=
∞
D.u
Re
(2.4)
onde:
D , diâmetro do cilindro, mm
Re
, número de Reynolds
∞
u , velocidade da corrente livre, smm
υ, viscosidade cinemática, smm
2
As propriedades do ar atmosférico são utilizadas na temperatura média entre
o corpo em questão e o ar ambiente, conhecida como temperatura de película que é
calculada através da Equação 2.5.
2
TT
T
W ∞
+
= (2.5)
onde:
T , temperatura de película,
C
o
W
T , temperatura de parede, C
o
∞
T , temperatura de corrente livre, C
o
13
O número de Nusselt representa a razão entre a transferência de calor por
convecção e por condução através de uma camada limite do fluído. Desta forma,
como as características do fluído são conhecidas, o número de Nusselt permite o
cálculo da convecção entre o fluído e a barra redonda. A Equação 2.6 é utilizada
para cálculo do número de Nusselt para escoamento transversal a cilindros isolados
[24].
()
25,0
W
4,067,05,0
m
m
.Pr.Re.06,0Re.4,0
K
D.h
Nu
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
μ
μ
+==
∞
(2.6)
sendo
α
υ
=Pr ,
onde:
m
h , coeficiente convectivo médio, C.mmW
2 o
K
, coeficiente condutivo de transferência de calor, C.mmW
2 o
m
Nu , número de Nusselt médio
P
r
, número de Prandlt
α , difusividade térmica, smm
2
W
μ
, viscosidade na temperatura da parede,
s.mmg
∞
μ , viscosidade na temperatura da corrente livre, s.mmg
A relação anterior é válida dentro da seguinte faixa:
2,525,0
300Pr67,0
10Re40
W
5
<
μ
μ
<
<<
<<
∞
14
2.5.2. CONVECÇÃO NATURAL OU LIVRE
Convecção natural ocorre nas matrizes e na geratriz após seu
posicionamento sobre a matriz inferior na prensa até o momento do fechamento da
prensa em todo material que se encontra em contato com ar atmosférico.
No caso de uma barra redonda aquecida disposta ao ar em repouso,
inicialmente ocorre transferência de calor apenas por condução, gerando um
gradiente de temperatura no fluído provocando um gradiente em sua densidade,
dando origem a um movimento convectivo, como conseqüência do empuxo. Este
movimento é chamado de convecção livre ou natural.
Para o cálculo do coeficiente convectivo sobre corpos, inicialmente calcula-se
a temperatura de película, T , Equação 2.5. Em seguida calcula-se o coeficiente de
dilatação térmica do fluído através da Equação 2.7.
T
1
=φ
(2.7)
onde:
φ , coeficiente de dilatação térmica,
1
C
−o
O número de Grashof, que governa a transição do escoamento laminar para o
turbulento para casos de convecção forçada, é calculado através da Equação 2.8
para corpos cilíndricos. Para corpos planos este é calculado através da Equação 2.9.
(
)
2
3
W
D
D.TT..g
Gr
υ
−φ
=
∞
(2.8)
(
)
2
3
W
L
L.TT..g
Gr
υ
−φ
=
∞
(2.9)
onde:
g
, aceleração da gravidade,
2
smm
D
Gr , número de Grashof para corpo cilíndrico
15
L
Gr , número de Grashof para corpo placa plana
L
, comprimento, mm
O número de Rayleigh que é usado para correlacionar a transferência de
calor na convecção livre em função dos números de Prandlt e Grashof é calculado
através Equação 2.9.
Pr.GrRa
D
=
(2.10)
onde:
D
Ra
, número de Rayleigh
Para esta seqüência de cálculo ser válida o número de Rayleigh deve estar
dentro dos limites apresentados abaixo:
12
D
4
10Ra10 <<
−
Se o valor obtido através da Equação 2.10 for menor que 0,025 o problema
em questão pode ser tratado como uma placa plana, ou caso contrário como um
cilindro.
()
025,0
Gr
DL
25,0
D
C
< (2.11)
onde:
D , diâmetro,
mm
C
L , comprimento característico, mm
A relação para cálculo do número de Nusselt médio para a convecção livre
sobre um cilindro horizontal isotérmico é apresentada na Equação 2.11.
()
[]
12
D
4
30,0
56,0
17,0
D
5,0
m
10Ra10com
Pr559,01
Ra.387,0
60,0
K
L.h
Nu <<
+
+==
−
(2.12)
16
Quando o problema puder ser tratado como uma placa plana utiliza-se a
Equação 2.13 para cálculo do coeficiente convectivo.
(
)
L
K.Pr.Gr.14,0
h
33,0
L
m
=
(2.13)
onde:
m
h , coeficiente convectivo médio, C.mmW
2 o
2.5.3. EMISSIVIDADE
Todos os corpos aquecidos emitem energia na forma de radiação térmica
através de ondas eletromagnéticas em virtude de sua temperatura. A emissão ou
absorção de energia radiante por um corpo é um processo de massa; isto é, a
radiação que se origina no interior do corpo é emitida através de sua superfície.
Inversamente, a radiação incidente na superfície de um corpo penetra no meio, onde
é atenuada [24]. Quando dois corpos, em temperaturas diferentes, são posicionados
lado a lado ocorre transferência de calor por radiação. Aquecendo um e resfriando
outro.
A emissividade de um material é a razão da radiação térmica do material pela
radiação térmica de um corpo negro na mesma temperatura. Esta representa a
capacidade de um material absorver ou emitir energia através de radiação térmica.
Um corpo negro é considerado o corpo ideal por possuir emissividade igual a um
enquanto a de todos os corpos reais é menor que um. Os valores de emissividade
são tabelados e encontram-se em tabelas específicas. O Anexo I apresenta a tabela
de emissividade, para grande parte dos materiais, publicada pela Monarch
Instruments
®
[25].
2.6. EXPANSÃO TÉRMICA
A expansão térmica em materiais metálicos ocorre devido ao aumento do
espaço interatômico e mudança de fase. Estes fatores fazem com que os átomos se
afastem uns dos outros e assumam novos arranjos cristalinos aumentando o volume
do material. O fator que controla esta variação dimensional é o coeficiente linear de
17
expansão térmica do material que determina a alteração no volume do material com
a variação de temperatura.
As dimensões da peça forjada são diretamente dependentes da temperatura
de forjamento em razão da contração térmica que ocorre com o resfriamento do
forjado. Assim, a cavidade da matriz deve possuir dimensões maiores que as da
peça fria para prevenir a contração do forjado. A Equação 2.13 pode ser usada para
estimar a expansão térmica de peças forjadas.
(
)
[
]
afff
TT.1L
−
β
+
=
(2.14)
onde:
f
L , comprimento do forjado frio, mm
a
T , temperatura ambiente, C
o
f
T , temperatura de forjamento,
C
o
f
β
, coeficiente de expansão térmica do material do forjado, C.mmmm
o
Como durante o forjamento as cavidades das matrizes são aquecidas,
sofrendo dilatação, este aquecimento das matrizes de forjamento também deve ser
considerado no projeto do ferramental. Assim, a Equação 2.14 é utilizada para
calcular o fator de dilatação da peça no momento do forjamento, quando as matrizes
estão aquecidas em temperatura homogênea.
(
)
[]
(
)
[
]
affmam
TT.1.TT.1f
−
β
+
−
β
+
= (2.15)
onde:
f , fator de correção devido a expansão da geratriz e das matrizes
m
T , temperatura das matrizes,
C
o
m
β
, coeficiente de expansão térmica do material das matrizes, C.mmmm
o
Os coeficientes de expansão linear térmica dos materiais da peça e das
matrizes são apresentados na Tabela 3.
18
Tabela 3: Coeficientes de expansão térmica dos materiais
Material
Temperatura
(C
o
)
Coeficiente de expansão térmica
( C.mmmm
o
)
Alumínio AA 6351[8]
20 a 80
6
104,23
−
×
Aço AISI H13 [26]
100
6
104,10
−
×
2.7. INFLUÊNCIA DA TEMPERATURA NOS PROCESSOS DE
FORJAMENTO
Uma das formas de classificação dos processos de conformação diz respeito
a temperatura na qual é realizado. Os regimes de trabalho são três: a quente, a frio e
a morno. O trabalho a quente é definido como a deformação sob condições de
temperatura e velocidade de deformação tais que processos de recuperação
cristalina ocorram simultaneamente com a deformação. É aplicável para a maioria
das geometrias e dimensões de peças. Sua vantagem diz respeito a recristalização
que ocorre durante a deformação do material reduzindo as forças necessárias à
conformação e a fragilidade da peça, permitindo assim, a utilização de equipamentos
com menores capacidades devido a redução da resistência mecânica em altas
temperaturas. Suas desvantagens dizem respeito as menores resistências
mecânicas das peças produzidas por este processo devido a recristalização do
material, o alto custo para aquecimento de matrizes e geratrizes e a oxidação
provocada na peça. Já o forjamento a frio é geralmente utilizado para a produção de
peças de pequenas dimensões e maiores precisões dimensionais e melhores
acabamentos superficiais. A crescente utilização do forjamento a frio deve-se a sua
alta produtividade, economia de material e menor quantidade de usinagem, além da
boa resistência mecânica. O forjamento a morno apresenta características
intermediárias entre o forjamento a frio e a quente sendo realizado numa faixa de
temperaturas na qual o material possui tanto características dos processos
realizados a frio quanto dos processos a quente. As características mecânicas da
peça também são intermediárias a estes dois processos, com produção de peças de
geometria complexa com boas propriedades mecânicas e redução de custos quando
comparada com forjamento a quente.
19
As características de conformação de ligas de alumínio são melhoradas com
o aumento da temperatura. Para ligas da série 6xxx há uma redução de
aproximadamente 50% na tensão de escoamento entre as temperaturas mínimas e
máximas de conformação recomendadas para esta categoria de material. Para
outras ligas, como as das séries 2xxx e 7xxx, a variação da tensão de escoamento
com a variação da temperatura é ainda maior, indicando a principal razão para sua
relativamente estreita faixa de temperatura de forjamento [2]. Desta forma, manter a
liga de alumínio em sua temperatura correta durante o processo de forjamento é
importante para a produção de peças de qualidade.
Para algumas ligas de alumínio a combinação de uma temperatura de
forjamento relativamente baixa com um alto grau de deformação provoca, numa
operação posterior de tratamento térmico, a recristalização do material seguida de
um exagerado crescimento de grão. Para a obtenção de uma estrutura fina, não
recristalizada, dois caminhos podem ser empregados: conformação abaixo da faixa
de recristalização, ou forjamento acima da temperatura de recristalização combinado
com alto grau de deformação.
Um fator que deve ser tratado com atenção, para estas ligas, diz respeito a
formação de fase líquida durante a conformação, devido ao aquecimento gerado
pela deformação do material e do atrito entre este e o ferramental. Se isto ocorrer
durante o resfriamento uma estrutura bruta de fusão pode ser formada gerando
falhas estruturais na peça.
A temperatura do ferramental é um fator importante para manter a correta
temperatura em processos de forjamento. O controle adequado da temperatura da
matriz durante o ciclo de produção permite maximizar sua vida e o desempenho das
ferramentas de forjamento [17]. Matrizes com temperaturas baixas podem retirar
grande quantidade de calor da peça elevando sua tensão de escoamento e
conseqüentemente as forças de forjamento elevando seu desgaste. A quantidade de
lubrificante utilizado também deve ser controlada durante o processo já que pode
reduzir consideravelmente a temperatura das matrizes no momento de sua
aplicação.
20
2.8. TRATAMENTO TÉRMICO
A necessidade de produção de peças metálicas através de processos de
conformação, com diferentes propriedades mecânicas e isentas de tensões internas
nocivas a sua estrutura torna necessária a aplicação de determinados tratamentos
térmicos objetivando atingir as características mecânicas desejadas. Uma forma de
obtenção destas propriedades é através da alteração da microestrutura do material
realizada através de tratamentos térmicos.
O termo “tratamento térmico” se refere a algum tipo de operação de
aquecimento seguido de resfriamento controlado a que um material metálico é
sujeito para a alteração de suas propriedades mecânicas, através da modificação de
sua estrutura metalúrgica ou cristalina, ou de seu estado de tensões residuais [27].
2.8.1. TRATAMENTO TÉRMICO DE LIGAS DE ALUMÍNIO
A resistência mecânica do alumínio puro não é muito elevada, sua tensão de
escoamento é de aproximadamente MPa40 . Este valor pode ser elevado
substancialmente através da adição de elementos de liga e tratamentos térmicos,
podendo atingir valores entre MPa100 a MPa600 .
Para ligas de alumínio forjadas os tratamentos térmicos são empregados para
elevar ou reduzir sua dureza e atingir determinadas propriedades específicas para
cada aplicação. As ligas de alumínio tratáveis termicamente são divididas em dois
grupos: ligas endurecíveis e ligas não endurecíveis por precipitação. As primeiras
podem ter suas propriedades mecânicas aumentadas através de tratamento térmico.
Por outro lado, as ligas não endurecíveis por precipitação podem ter sua resistência
aumentada através de trabalho a frio.
Como as ligas de alumínio endurecíveis por precipitação não sofrem mudança
de fase durante o aquecimento ou resfriamento, após o forjamento torna-se
necessária a realização de um tratamento térmico, geralmente solubilização seguida
de envelhecimento, para melhora de suas propriedades mecânicas. A solubilização
consiste no aquecimento da peça até a temperatura de dissolução dos elementos de
liga na fase alfa do alumínio, por um determinado tempo, quando o material é
resfriado bruscamente até a temperatura ambiente ou próximo a ela, retendo a
solução sólida formada durante a solubilização. O tratamento seguinte é o
21
envelhecimento, onde ocorre a precipitação de átomos de soluto ao longo de planos
cristalinos específicos. A concentração destes átomos nestas posições diminui a
concentração em outros pontos, passando então a existir uma coerência de
espaçamentos atômicos ao longo da fronteira entre as duas estruturas, dificultando o
deslocamento de discordâncias, tornando o material mais duro e resistente à
deformação. Já as ligas não endurecíveis por precipitação tem sua resistência
mecânica melhorada apenas pela deformação a frio do material que gera grandes
quantidades de discordâncias.
As ligas de alumínio tratáveis termicamente possuem uma classificação
quanto ao tipo de tratamento térmico que podem submetidos. Esta classificação é
baseada na seqüência de tratamentos térmicos e mecânicos a que o material é
sujeito.
As designações básicas para os tratamentos de ligas de alumínio são:
- F, como fabricado, sem controle de tratamento térmico ou de encruamento;
- O, recozido, aplicado a ligas que foram recozidas para redução de dureza;
- H, deformado a frio, encruado, ligas que sofreram conformação mecânica e
que passaram ou não por tratamento térmico posterior;
- W, solubilizado, aplicado tratamento térmico de solubilização, produzindo
uma condição estrutural instável;
- T, tratado termicamente a uma condição estável. Aplicado para produtos que
possuem resistência, obtida por solubilização e envelhecimento.
As Tabelas 4 e 5 apresentam as classificações dos tratamentos térmicos H,
encruado, e T aplicáveis a ligas de alumínio tratáveis termicamente.
Tabela 4: Classificação da deformação a frio H para ligas de alumínio [8]
Símbolo Tratamento térmico
H1 Somente deformada a frio
H2 Deformada a frio e parcialmente recozida
H3 Deformada a frio e estabilizada
H4 Deformada a frio e recozida
22
Tabela 5: Tratamentos térmicos aplicáveis às ligas de alumínio estáveis [8]
Símbolo Tratamento térmico
T1 Trabalhada a quente e envelhecida naturalmente
T2
Trabalhada a quente, seguida de trabalho a frio e envelhecimento
natural
T3 Solubilizada, trabalhada a frio e envelhecida naturalmente
T4 Solubilizada e envelhecida naturalmente
T5 Trabalhada a quente e envelhecida artificialmente
T6 Solubilizada e envelhecida artificialmente
T7 Solubilizada e superenvelhecida
T8 Solubilizada, trabalhada a frio e envelhecida artificialmente
T9 Solubilizada, envelhecida artificialmente e trabalhada a frio
T10 Trabalhada a quente, a frio e envelhecida artificialmente
2.8.2. TRATAMENTO TÉRMICO DA LIGA AA6351
A seqüência de tratamento térmico da liga AA6351 consiste de solubilização
numa faixa de temperaturas de C525
o
a C540
o
por um período de uma hora,
seguido de uma tempera em água e envelhecimento natural ou artificial. As
características de tratamento desta liga são mostradas na Tabela 6.
Tabela 6: Seqüência de tratamento térmico da liga AA6351 [28]
Solubilização Têmpera
Envelhecimento
natural
Envelhecimento
artificial
525 - 540ºC
≈ 1 hora
Água 5 – 8 dias
155 - 190ºC
4 – 16 horas
2.9. RIGIDEZ DO EQUIPAMENTO
A rigidez de um equipamento indica quanto este deforma elasticamente
quando estiver sob a ação de forças trativas ou compressivas. No caso de uma
prensa de forjamento a rigidez indica quanto esta desloca no momento da
compressão da geratriz. Esta característica é intrínseca ao equipamento, por isso é
importante saber como este se comporta para prever desvios dimensionais das
peças produzidas devido sua deformação.
Em prensas mecânicas é fundamental conhecer o comportamento do
equipamento sobre a ação de forças através da medida de sua rigidez, já que nestes
23
equipamentos o curso é fixo influenciando diretamente as dimensões da peça
produzida.
A rigidez representa a razão entre a força aplicada pelo deslocamento do
equipamento, como mostra a Equação 6.1.
l
C
S =
(6.1)
onde:
C - força de conformação,
MN
l - deslocamento, mm
S
- rigidez do equipamento, mmMN
2.10. SIMULAÇÃO COMPUTACIONAL DE PROCESSOS DE
FORJAMENTO
Com o recente crescimento na demanda por peças produzidas através de
conformação mecânica a necessidade de realização de projetos mais rápidos e
eficientes torna-se cada vez mais importantes. Assim, o uso de métodos de projeto
tradicionais baseados em experimentos, experiência e tentativa e erro vem sendo
substituídos pela utilização de simulação computacional para redução de custos e
tempo de desenvolvimento [29].
Para a realização de simulações de processos de forjamento os principais
dados utilizados pelo programa de simulação são curvas de escoamento do material
forjado, que são dependentes da temperatura, da deformação e da velocidade de
deformação, e o atrito existente entre a peça e a matriz. Para o caso de forjamento a
quente é necessário conhecer ainda, os coeficientes de troca de calor entre matriz e
peça conformada, entre a peça e o ambiente e entre a matriz e o ambiente, vale
ressaltar que este fatores também podem ser importantes no forjamento a frio. Sem
estes não seria possível um adequado desenvolvimento do projeto do processo, do
equipamento e do ferramental prevenindo a ocorrência de defeitos e falhas [30].
24
2.10.1. MÉTODO DOS VOLUMES FINITOS
“Volume finito” se refere a um pequeno volume envolvendo cada nó de uma
malha. O método dos volumes finitos é extensivamente utilizado em mecânica dos
fluídos, meteorologia, eletromagnetismo, simulação de semicondutores, modelos de
processos biológicos e em muitas outras áreas da engenharia governadas pelo
sistema de conservação de massa que podem ser escritos na forma integral de
volumes de controle [31].
Utilizado para representação e avaliação de equações diferenciais parciais
como equações algébricas, sendo similar ao método das diferenças finitas onde os
valores são calculados em pontos discretos na malha gerada na geometria da peça.
A aplicação deste método para problemas de conformação mecânica iniciou
como uma extensão da técnica de análises estruturais para o regime de deformação
plástico. Deste modo, as primeiras aplicações do método foram baseadas no
desenvolvimento de matrizes tensão-deformação. A aplicação inicial da técnica
rígido-plástica em processos de conformação foi na análise de compressão e outros
processos simples realizados a frio. Desde então muitas melhoras foram realizadas
nesta técnica, assim como a difusão por vários campos de aplicação. Seu maior
avanço foi a inclusão dos efeitos da velocidade de deformação e da temperatura nas
propriedades do material. Este avanço permitiu a expansão da técnica para
processos realizados a morno e a quente.
Geralmente, na produção de peças forjadas, algumas operações como pré-
forma são necessárias para transformar a geratriz em uma geometria complexa sem
provocar falhas de material ou degradação de suas propriedades. Por este motivo
um dos principais objetivos deste método é ajudar o engenheiro no projeto do
forjado e da seqüência de pré-forma. A seqüência de desenvolvimento de um projeto
utilizando o método dos volumes finitos se baseia basicamente nas seguintes
etapas:
- estabelecer relações cinemáticas, como deformação e velocidade de
deformação, na peça antes e após a conformação;
- estabelecer limites de conformação ou produtividade, determinando se é
possível forjar a peça sem a formação de defeitos, atendendo uma produtividade
mínima;
25
- prever as forças necessárias para executar a operação de conformação e as
tensões a que as ferramentas serão expostas.
A chave para a realização do projeto de um processo de conformação de
sucesso com a obtenção da geometria e propriedades desejadas é entender e
controlar o fluxo do material. O fluxo de material determina as propriedades
mecânicas relacionadas ao local da deformação e a formação de defeitos como
trincas ou dobras sob a superfície.
Os parâmetros térmicos necessários para realização de simulação numérica
de processos de forjamento podem ser classificados em dois grupos: propriedades
dos materiais e características do processo [4]. Entre as propriedades dos materiais
tem-se a densidade, o calor específico e a condutibilidade térmica. Já os parâmetros
do processo dizem respeito aos coeficientes de troca de calor entre o forjado e a
matriz, entre o forjado e o ambiente e entre a matriz e o ambiente.
2.11. AÇOS FERRAMENTA
Os materiais utilizados para confecção do ferramental de forjamento a quente
devem ter boa endurecibilidade assim como resistência ao desgaste, deformação
plástica, fadiga térmica e fadiga mecânica. Estas propriedades são atingidas quando
a liga apresenta cromo, molibdênio e vanádio em sua composição química. A
presença de molibdênio ajuda a prevenir o revenimento do aço durante o uso em
temperaturas relativamente elevadas. O vanádio, além de, também prevenir o
revenimento também proporciona um aumento na resistência a abrasão. Estes aços
geralmente são temperados ao ar ou em banho de sal.
As propriedades dos materiais que determinam sua seleção como aço
ferramenta para forjamento a quente são [2]:
- capacidade de endurecimento uniforme;
- resistência ao desgaste, isto é, capacidade do material resistir a ação da
abrasão do metal aquecido durante o forjamento;
- resistência à deformação plástica. Capacidade de resistir a pressão e a
deformação sob força;
- resistência à fadiga térmica e trincas;
- resistência à fadiga mecânica.
26
2.11.1. AÇO AISI H13
O aço AISI H13 é uma liga de aço cromo-molibdênio-vanádio. A presença de
1% de vanádio forma grande dispersão de carbetos proporcionando resistência ao
desgaste. Possui ainda, resistência ao revenimento mantendo sua dureza e
resistência em elevadas temperaturas de trabalho. Outras características
importantes deste aço são sua ductilidade, resistência ao impacto e a fadiga térmica.
Com o objetivo de melhorar a resistência mecânica e tribológica pode ser submetido
a nitretação. A Tabela 7 apresenta a composição química média deste aço.
É um aço utilizado para confecção de matrizes para conformação a quente,
corte e furação, moldes para fundição sob pressão, estamparias, mandris para
estiramento de tubos, extrusão de metais leves e lâminas para tesouras de corte a
quente [32].
Tabela 7: Composição química média da liga de aço AISI H13 [32]
Componente Quantidade (%) Componente Quantidade (%)
Ferro 90,57 Cromo 5,20
Carbono 0,40 Molibdênio 1,30
Manganês 0,35 Níquel -
Silício 1,00 Vanádio 1,05
3. DETERMINAÇÃO EXPERIMENTAL DO
ATRITO
O atrito entre as ferramentas e a geratriz tem significante influência no
comportamento do material durante sua deformação, nas forças de forjamento, no
acabamento superficial e no desgaste do ferramental. Por este motivo é importante
conhecer o valor do atrito do processo em questão. O trabalho apresentado por
Snape, Clift e Bramley [33] mostra que a variação do atrito tem maior influência nas
forças de conformação do que na variação da tensão de escoamento ou os
parâmetros de transferência de calor. Este estudo mostra a importância da
identificação do atrito do processo para verificar necessidades de melhora do
lubrificante empregado e também para alimentar o programa de simulação. O ensaio
do anel é um dos métodos extensivamente utilizado para avaliação do atrito e efeitos
dos lubrificantes.
3.1. LUBRIFICANTE
O lubrificante utilizado neste trabalho é produzido pela empresa Acheson
Industries sob o nome de Oildag
®
. Consiste de um composto de partículas de grafite
micro processadas e óleo de nafta altamente hidratado diluídos em óleo mineral [34].
A opção por este lubrificante, como mostrado por Oliveira, et al [35], se deve a
sua boa estabilidade frente a variações de temperatura, deformação e velocidade de
deformação na redução do atrito, além de menor coeficiente de atrito quando
comparado com outro produto, do mesmo fabricante, Deltaforge 31
®
.
Para realização dos ensaios o lubrificante é aplicado através da imersão da
geratriz pré-aquecida a C100
o
em um banho.
28
3.2. ENSAIO DO ANEL
O uso combinado de experimentos físicos com o método dos elementos
finitos fornece uma medida aproximada no estudo do comportamento do atrito
através do teste de compressão do anel [36]. Este ensaio consiste na compressão
de um corpo-de-prova em forma de anel entre matrizes planas enquanto sua
variação percentual da altura é controlada. O atrito interfacial é quem determina a
variação do diâmetro interno do anel que é verificado após o ensaio. Se o atrito for
nulo, condição ideal, o anel deforma-se como um disco sólido, com cada ponto
fluindo radialmente para fora em uma velocidade proporcional à sua distância ao
centro [14]. Quando o atrito for maior que zero o anel sofre um “efeito de barril” em
suas paredes, isto se deve a maior resistência ao escorregamento na interface peça-
matriz. Após realizado o ensaio utiliza-se uma técnica teórica para identificar a
magnitude do atrito, que consiste na simulação numérica da conformação do anel,
para as mesmas condições utilizadas nos experimentos. Algumas reduções de altura
e valores de atrito são simulados para gerar curvas conhecidas como “curvas
teóricas de calibração”, Altan [14]. Estas curvas são traçadas em um gráfico que
descreve a variação do raio interno do anel
r
Δ
em função de sua redução na altura
hΔ , onde posteriormente os resultados obtidos experimentalmente são traçados. As
curvas simuladas que mais se aproximarem dos pontos experimentais indicam o
valor do coeficiente de atrito do processo. As dimensões do anel devem respeitar a
relação 6:3:2 [37]. As condições dos testes realizados são descritas no item 3.4.
3.3. ENSAIO REALIZADO
O ensaio do anel é realizado entre as matrizes em que a peça em estudo é
conformada já que o acabamento superficial de ambos é similar reduzindo assim
discrepâncias entre o valor encontrado e o real. O ensaio do anel é realizado na
maior parte plana da matriz conforme indicado na Figura 3.1. A lubrificação dos
anéis são realizadas nas mesmas condições nas quais as geratrizes são
lubrificadas, com mesmos lubrificantes e temperaturas. As dimensões do anel
utilizado no ensaio são de mm18 de diâmetro externo, mm9 de diâmetro interno e
mm6 de altura.
29
Figura 3.1: Região onde foi realizado o ensaio do anel na ferramenta
3.4. RESULTADOS
Considerando-se as altas pressões envolvidas em processos de forjamento o
fator de atrito interfacial,
m , é utilizado por ser independente da pressão normal
aplicada no anel. Os ensaios são realizados com três diferentes reduções de altura,
%20 , %40 e %60 da altura inicial. A Figura 3.2 mostra quatro anéis: sem
deformação e com
%20 , %40 e %60 de redução em altura, respectivamente.
0% 20% 40% 60%
Figura 3.2: Evolução da deformação do anel
30
As curvas de calibração de atrito sã simuladas através do programa
MSC.Superforge 2005
®
para fatores de atrito variando entre 0 e 0,3.
A Figura 3.3 apresenta o gráfico com as curvas de calibração e a média dos
pontos obtidos experimentalmente através de três ensaios do anel realizados. As
curvas que mais se aproximam dos valores experimentais indicam o valor do fator de
atrito peça-matriz.
-5%
0%
5%
10%
15%
20%
25%
30%
35%
40%
0% 10% 20% 30% 40% 50% 60%
Redução da altura, Δh
Variação do raio, Δ
r
m=0,00
m=0,05
m=0,10
m=0,15
m=0,20
m=0,25
ensaio do anel
Figura 3.3: Curvas teóricas de calibração e pontos experimentais obtidos através do
ensaio do anel para a liga AA6351
Como pode visto na Figura 3.3 o fator de atrito é de aproximadamente 0,20.
4. PARÂMETROS TÉRMICOS
Os parâmetros térmicos do processo de forjamento dizem respeito aos
coeficientes de troca de calor entre o forjado e a matriz, entre o forjado e o ambiente
e entre a matriz e o ambiente.
Para forjamento a quente de ligas de alumínio os parâmetros referentes à
transferência térmica são importantes devido à troca de calor entre peça, matrizes e
ambiente. É sabido que a temperatura da geratriz tem influência no preenchimento
das cavidades das matrizes, nas forças de conformação, na energia de forjamento,
nas falhas e desgaste do ferramental, na qualidade do produto e no aspecto
econômico das operações de forjamento [38]. Desta forma, é importante conhecer
claramente os valores dos coeficientes de transferência de calor para que as
simulações apresentem resultados mais confiáveis. Este capítulo apresenta a
seqüência de cálculo destes coeficientes.
4.1. CONVECÇÃO FORÇADA
Em processos de conformação observa-se convecção forçada quando a
geratriz é deslocada do forno até ser posicionada sobre as matrizes de forjamento
na prensa. Neste trabalho a distância percorrida pelo tarugo no ar é de mm500 e o
tempo para realização deste deslocamento é s3 . Desta forma a velocidade do ar
forçado sobre a geratriz é de
smm7,166 . As dimensões da geratriz utilizada para o
cálculo é mm4,25 de diâmetro e mm100 de comprimento. A temperatura do ar no
dia dos ensaios é de C20
o
. Os experimentos são realizados com geratrizes em
duas diferentes temperaturas, C430
o
e C500
o
.
32
4.1.1. GERATRIZ AQUECIDA A C430
o
As propriedades do ar na temperatura de corrente livre a C20
o
são
apresentadas na Tabela 8.
Tabela 8: Propriedades físicas do ar na temperatura de corrente livre, C20
o
[24]
Propriedade
K ( C.mmW
o
)
6
102,26
−
×
∞
μ ( s.mmg )
6
108,19
−
×
υ ( smm
2
)
8,16
P
r
71,0
onde:
K
, coeficiente condutivo de transferência de calor, C.mmW
2 o
P
r
, número de Prandlt
∞
μ , viscosidade na temperatura da corrente livre, s.mmg
υ, viscosidade cinemática, smm
2
A Tabela 9 apresenta as propriedades do ar na temperatura de parede,
C430
o
.
Tabela 9: Propriedades físicas do ar na temperatura de parede, C430
o
[24]
Propriedade
K
( C.mmW
o
)
6
103,52
−
×
∞
μ ( s.mmg )
6
103,33
−
×
υ ( smm
2
)
3,66
P
r
68,0
A temperatura pelicular do ar é então calculada:
225
2
20430
2
TT
T
W
=
+
=
+
=
∞
33
onde:
T , temperatura de película,
C
o
W
T , temperatura de parede, C
o
∞
T , temperatura de corrente livre, C
o
A Tabela 10 apresenta as propriedades do ar na temperatura pelicular.
Tabela 10: Propriedades físicas do ar na temperatura de película, C225
o
[24]
Propriedade
K
( C.mmW
o
)
6
108,39
−
×
∞
μ ( s.mmg )
6
103,26
−
×
υ ( smm
2
)
4,37
P
r
67,0
Após o levantamento das propriedades do ar inicia-se a seqüência de cálculo
para encontrar o coeficiente de troca de calor convectivo. Inicialmente o número de
Reynolds é calculado para uma geratriz com mm4,25 de diâmetro e para uma
velocidade de corrente livre,
∞
u , de smm7,166 .
(
)
(
)
2,113
4,37
4,25.7,166
D.u
Re ==
υ
=
∞
onde:
D , diâmetro da geratriz,
mm
Re, número de Reynolds
∞
u , velocidade da corrente livre, smm
υ, viscosidade cinemática, smm
2
O número de Nusselt é então calculado:
34
()
() ()
()
()
20,4Nu
103,33
108,19
.67,0.2,113.06,02,113.4,0Nu
.Pr.Re.06,0Re.4,0Nu
m
25,0
6
6
4,066,05,0
m
25,0
W
4,066,05,0
m
=
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
×
×
+=
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
μ
μ
+=
−
−
∞
onde:
m
h , coeficiente convectivo médio, C.mmW
2 o
K , coeficiente condutivo de transferência de calor, C.mmW
2 o
m
Nu
, número de Nusselt médio
P
r
, número de Prandlt
α , difusividade térmica, smm
2
W
μ , viscosidade na temperatura da parede, s.mmg
∞
μ , viscosidade na temperatura da corrente livre, s.mmg
E, finalmente, calcula-se o coeficiente convectivo que é de
C.mmW106,6
26 o−
× .
6
6
mm
106,620,4.
4,25
108,39
Nu.
D
K
h
−
−
×=
×
==
4.1.2. GERATRIZ AQUECIDA A C500
o
A seqüência de cálculo para a transferência de calor com a geratriz aquecido
a C500
o
é a mesma utilizada para quando esta é aquecida a C430
o
. As Tabelas 11
e 12 apresentam as propriedades do ar para as temperaturas de parede e de
película, respectivamente.
260
2
20500
2
TT
T
W
=
+
=
+
=
∞
35
Tabela 11: Propriedades físicas do ar na temperatura de parede a C500
o
[24]
Propriedade
K ( C.mmW
o
)
6
103,56
−
×
∞
μ ( s.mmg )
6
106,35
−
×
υ ( smm
2
)
3,78
P
r
69,0
Tabela 12: Propriedades físicas do ar na temperatura de película, C260
o
[24]
Propriedade
K
( C.mmW
o
)
6
103,42
−
×
∞
μ
( s.mmg )
6
106,27
−
×
υ ( smm
2
)
0,43
P
r
66,0
Cálculo do número do Reynolds.
(
)
(
)
47,98
0,43
4,25.7,166
D.u
Re ==
υ
=
∞
Após encontrado o número de Reynolds o número de Nusselt é calculado.
()
() ()
()
()
81,3Nu
106,35
108,19
.66,0.47,98.06,047,98.4,0Nu
.Pr.Re.06,0Re.4,0Nu
m
25,0
6
6
4,066,05,0
m
25,0
W
4,066,05,0
m
=
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
×
×
+=
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
μ
μ
+=
−
−
∞
E, finalmente, calcula-se o coeficiente convectivo que resulta em
C.mmW103,6
6 o−
× .
6
6
mm
103,681,3.
4,25
103,42
Nu.
D
K
h
−
−
×=
×
==
36
4.2. CONVECÇÃO NATURAL DA GERATRIZ
A convecção natural ou livre ocorre quando o tarugo é posicionado sobre a
matriz, com ar parado, e ocorre até o início da conformação. A temperatura do ar no
momento do ensaio é de C20
o
.
4.2.1. GERATRIZ AQUECIDA A C430
o
Inicialmente calcula-se a temperatura de película deste processo e o
coeficiente de dilatação térmica do ar na temperatura de corrente livre.
225
2
20430
2
TT
T
W
=
+
=
+
=
∞
3
1044,4
225
1
T
1
−
×===φ
onde:
φ , coeficiente de dilatação térmica,
1
C
−o
Calcula-se então o número de Grashof que, para convecção natural, governa
a transição do escoamento laminar para o turbulento. As propriedades do ar na
temperatura de película são encontradas na Tabela 10.
(
)
()
()()
()
46,215.209Gr
4,37
4,25.20430.1044,4.810.9
Gr
D.TT..g
Gr
D
2
3
3
D
2
3
W
D
=
−×
=
υ
−φ
=
−
∞
onde:
g , aceleração da gravidade,
2
smm
D
Gr
, número de Grashof para corpo cilíndrico
37
O passo posterior é o cálculo do número de Rayleigh:
(
)
(
)
5
D
1040,167,0.46,215.209Pr.GrRa ×===
Após o cálculo do número de Rayleigh sua validade é verificada. Este deve
estar entre os limites descritos a seguir.
124
10Ra10 <<
−
Como o número de Rayleigh, para este problema, é válido verifica-se se este
problema pode ser tratado como uma placa plana.
() ()
025,0184,0
46,215.209
4,25100
025,0
Gr
DL
25,025,0
D
C
>
==<
onde:
C
L , comprimento característico, mm
Este problema não pode ser tratado como uma placa plana, como
evidenciado através da relação anterior. Desta forma, calcula-se o número de
Nusselt para um cilindro horizontal.
()
[]
()
()
[]
74,7Nu
67,0559,01
1040,1.387,06,0
Nu
Pr559,01
Ra.387,06,0
Nu
m
2963,0
5625,0
166,0
5
5,0
m
2963,0
5625,0
166,0
D
5,0
m
=
+
×+
=
+
+
=
Finalmente, calcula-se o coeficiente convectivo de calor para a geratriz em
convecção natural, que é de
C.mmW101,12
26 o−
× .
38
6
6
m
101,12h
108,39
4,25.h
74,7
K
D.h
Nu
−
−
×=
×
=
=
4.2.2. GERATRIZ AQUECIDA A C500
o
O coeficiente de troca de calor convectivo quando a geratriz é aquecida a
C500
o
é calculado a seguir:
260
2
20500
2
TT
T
W
=
+
=
+
=
∞
Após o cálculo da temperatura de película calcula-se o coeficiente de
dilatação térmica do fluído em
1
C
−o
.
3
1085,3
260
1
T
1
−
×===φ
Calculou-se então do número de Grashof:
(
)
()
()()
()
16,670.160Gr
0,43
4,25.20500.1085,3.810.9
Gr
D.TT..g
Gr
D
2
3
3
D
2
3
W
D
=
−×
=
υ
−φ
=
−
∞
Calculando-se o número de Rayleigh, verifica-se que este está entre os
limites válidos para esta aplicação,
124
10Ra10 <<
−
.
(
)
(
)
5
D
1006,166,0.16,670.160Pr.GrRa ×===
39
Verifica-se, então, a possibilidade de aplicação da teoria da placa plana para
este problema.
() ()
025,0196,0
16,670.160
4,25100
025,0
Gr
DL
25,025,0
D
C
>
==<
Este problema não pode ser tratado como uma placa plana. Assim, calcula-se
o número de Nusselt:
()
[]
()
()
[]
73,7Nu
66,0559,01
1006,1.387,0
60,0Nu
Pr559,01
Ra.387,0
60,0Nu
m
2963,0
5625,0
166,0
D
5
5,0
m
2963,0
5625,0
166,0
D
5,0
m
=
+
×
+=
+
+=
O coeficiente convectivo para este caso é
C.mmW109,12
26 o−
×
6
6
m
109,12h
103,42
4,25.h
73,7
K
D.h
Nu
−
−
×=
×
=
=
4.3. CONVECÇÃO NATURAL DA FERRAMENTA
Esta troca de calor ocorre entre as matrizes e o ambiente durante o transporte
da geratriz do forno até as matrizes, finalizando quando a peça final é retirada da
cavidade do ferramental. Este processo tem duração de aproximadamente s7 para
cada peça conformada. As matrizes utilizadas são aquecidas a C90
o
.
40
55
2
2090
2
TT
T
W
=
+
=
+
=
∞
As propriedades do ar na temperatura de película, C55
o
, são apresentadas
na Tabela 13.
Cálculo do coeficiente de dilatação térmica do fluído em
1
C
−o
.
3
1018,0
55
1
T
1
−
×===φ
Tabela 13: Propriedades físicas do ar na temperatura de película, C55
o
[24]
Propriedade
K
( C.mmW
o
)
6
102,27
−
×
∞
μ
( s.mmg )
6
100,20
−
×
υ ( smm
2
)
9,16
P
r
70,0
Através da Equação (2.8) calcula-se o número de Grashof:
(
)
()
()()
()
6
L
2
3
3
L
2
3
W
L
1076,6Gr
9,16
250.2090.1018,0.810.9
Gr
L.TT..g
Gr
×=
−×
=
υ
−φ
=
−
∞
onde:
L
Gr
, número de Grashof para placa plana
O valor do coeficiente convectivo das matrizes sob ar parado é calculado com
auxílio da Equação (2.12).
41
(
)
()
6
m
6
33,0
6
m
33,0
L
m
104,2h
250
102,27.70,0.1076,6.14,0
h
L
K.Pr.Gr.14,0
h
−
−
×=
××
=
=
4.4. EMISSIVIDADE
A emissividade para o alumínio oxidado e o aço utilizado na confecção do
ferramental é retirada da tabela de emissividade da Monarch Instrument
®
. A Tabela
14 apresenta os valores de emissividade para os materiais em questão.
Tabela 14: Emissividade para o alumínio e aço ferramenta oxidados [25]
Material
Temperatura (
C
o
)
Emissividade
Alumínio fortemente
oxidado
504 0,31
Aço oxidado 25 0,80
5. CORREÇÃO DIMENSIONAL DA PEÇA
FORJADA
Quando a geratriz é aquecida desde a temperatura ambiente até a
temperatura de forjamento a expansão térmica do material faz com que esta sofra
um aumento em seu volume. Conseqüentemente, após o forjamento da peça esta
contrai reduzindo suas dimensões, sendo necessária desta forma a confecção de
matrizes de forjamento com gravura maior considerando esta contração. O mesmo
ocorre com a expansão térmica do ferramental, que com o aquecimento expande,
sendo necessário considerar também sua dilatação durante o projeto do ferramental.
A temperatura de forjamento da geratriz é C430
o
e a temperatura do
ferramental é C90
o
. A temperatura ambiente é C20
o
. Os coeficientes de expansão
térmica linear do alumínio AA6351 e do aço AISI H13 são respectivamente,
C.mmmm104,23
6 o−
× e C.mmmm104,10
6 o−
× . Em poder destes números é
possível calcular o fator de correção da gravura das matrizes. Este define se a
gravura do ferramental deve ser maior ou menor que as dimensões da peça final
determinadas em projeto.
()
[]
(
)
[
]
()
[]
()
[]
009,1f
20430.104,231.9020.104,101f
TT.1.TT.1f
66
affmam
=
−×+−×+=
−β+−β+=
−−
onde:
f , fator de correção devido a expansão da geratriz e das matrizes
f
L , comprimento do forjado frio, mm
43
a
T , temperatura ambiente, C
o
f
T , temperatura de forjamento, C
o
m
T , temperatura das matrizes, C
o
f
β , coeficiente de expansão térmica do material do forjado, C.mmmm
o
m
β , coeficiente de expansão térmica do material das matrizes, C.mmmm
o
Após o cálculo, o fator de correção encontrado é %9,0 . Assim, a gravura do
ferramental deve ser %9,0 maior que a peça forjada para que esta atinja as
dimensões especificadas em projeto quando fria.
6. SIMULAÇÃO COMPUTACIONAL DO
PROCESSO DE FORJAMENTO
A simulação numérica computacional do forjamento neste trabalho visa
analisar a influência da temperatura da geratriz, seu comportamento quanto ao
preenchimento da cavidade, as tensões no ferramental durante o processo de
conformação e a otimização das dimensões da geratriz através do uso de um
processo de pré-forjamento da peça para melhorar a distribuição de material com
reduzida formação de rebarba.
A velocidade de compressão média da prensa hidráulica utilizada no
forjamento é de
smm4,4 e sua força é limitada em
MN5,2
, devido a capacidade
máxima da célula de força utilizada para medir as forças durante o experimento, que
é de
MN5,2
. O programa de simulação utilizado considera uma prensa de rigidez
infinita. O fator de atrito calculado no item 3 é 0,20. As curvas de escoamento que
descrevem o comportamento plástico da liga de alumínio 6351AA são apresentadas
nas Figuras 2.1, 2.2 e 2.3. Os parâmetros térmicos utilizados são calculados no item
4, os valores encontrados são mostrados na Tabela 15. A emissividade para o
alumínio é 31,0 e para o aço 80,0.
Tabela 15: Parâmetros térmicos utilizados na simulação
C430
o
C500
o
C90
o
Convecção forçada geratriz
(
)
C.mmW
2 o
6
106,6
−
×
6
103,6
−
×
-
Convecção natural geratriz
(
)
C.mmW
2 o
5
101,12
−
×
6
109,12
−
×
-
Convecção natural ferramenta
(
)
C.mmW
2 o
- -
6
104,2
−
×
45
Após definida a geometria da peça e o ferramental de forjamento ambos são
modelados em um programa de CAD. Para a confecção do ferramental faz-se
necessário considerar a contração da peça quando esta esfriar para a temperatura
ambiente. Desta forma, utiliza-se o fator de expansão %9,0 , calculado no Capítulo 5.
Os volumes finitos, gerados pelo programa MSC.SuperForge 2005
®,
utilizados
na construção da malha da peça possuem dimensão de mm5,1 , enquanto as
matrizes de forjamento são discretizadas com elementos tetraédricos Patran Tetra,
também com tamanho de
mm5,1 , gerados pelo programa MSC.SuperForm 2005
®
.
Estas dimensões de elementos e volumes finitos são definidas através da realização
de simulações com diversas dimensões de malha. As dimensões utilizadas geram
aceitável tempo de cálculo computacional sem comprometer os resultados obtidos.
Na Figura 6.1 observa-se o ferramental satisfatoriamente descrito pela malha, sem
grandes distorções superficiais em relação à geometria gerada pelo programa de
CAD, Figura 6.2.
Figura 6.1: Malha de elementos finitos nas matrizes de forjamento gerados pelo
programa. MSC.SuperForm 2005
®
46
O ferramental possui dois pinos guias, cementados e temperados com
HRC60 , de mm12 de diâmetro para corrigir eventuais deslocamentos entre as
gravuras superior e inferior devido a folgas no equipamento, fixação incorreta do
ferramental ou movimentação deste durante a conformação. A folga entre o pino,
fixado na ferramenta superior com seu alojamento na matriz inferior é
mm1,0 . Estes
pinos iniciam a guiar o ferramental
mm30
antes do fechamento das matrizes
prevenindo a formação de dobras ou falhas de material na peça forjada devido a
possíveis movimentos do ferramental no início da atuação dos pinos.
A cavidade das matrizes possuem ângulo de saída, ângulo utilizado na peça
para facilitar sua extração da gravura, de
o
3 e raio de boca, que é o raio existente na
parede lateral por onde a rebarba é expulsa da peça, de mm2.
A Figura 6.2 apresenta a geometria final da peça forjada (a) e as matrizes
utilizadas para o forjamento com a geratriz já posicionada (b). As dimensões básicas
da peça forjada são apresentadas na Figura 6.3. A massa da peça sem rebarba é de
g7,72 .
(a) (b)
Figura 6.2: Geometria da peça forjada (a) e da geratriz posicionada entre as matrizes
de forjamento (b)
47
Figura 6.3: Dimensões básicas da peça conformada
6.1. RESFRIAMENTO DA GERATRIZ
Os coeficientes de troca de calor calculados no Capítulo 5 são utilizados na
simulação computacional do forjamento para encontrar a temperatura da geratriz
antes, durante e após a conformação. A Figura 6.4 apresenta as temperaturas
simuladas da geratriz no momento em que é retirada do forno (a), após sua
movimentação do forno até o posicionamento sobre a matriz inferior (b) e após seu
posicionamento até o início da conformação da peça(c). A geratriz utilizada possui
mm120 de comprimento e diâmetro de mm4,25 .
48
(a) (b) (c)
Figura 6.4: Temperatura da geratriz quando retirada do forno (a), após posicionada
sobre a matriz de forjamento inferior (b) e no instante anterior ao início da
conformação (c)
Na Figura 6.4 (a) a temperatura homogênea da matriz é C430
o
. Após seu
posicionamento sobre a matriz inferior, Figura 6.4 (b), sua temperatura superficial
está em torno de C420
o
, e no instante anterior ao início da conformação a
temperatura na peça varia entre C405
o
e C380
o
, no centro e nas pontas,
respectivamente, Figura 6.4 (c), devido a troca de calor com a matriz inferior.
6.2. DIMENSIONAMENTO DA GERATRIZ COM AUXÍLIO DE
SIMULAÇÃO COMPUTACIONAL
Uma importante ferramenta para auxílio de desenvolvimento de novos
processos de forjamento é a simulação numérica. Esta permite prever o
comportamento aproximado do material no processo real. Este capítulo apresenta o
dimensionamento da geratriz para forjamento da peça em questão sem a utilização
de estágios intermediários, apenas uma operação de conformação.
São realizadas simulações para analisar a conformação de geratrizes
cilíndricas com dimensões comerciais de
mm2,22
(
)
"
87 e mm4,25
(
)
"
1 de diâmetro
e com comprimento de
mm120
.
49
(a)
(b)
Figura 6.5: Comparação entre as peças obtidas com a utilização de geratrizes com
22,2 mm (a) e 25.4 mm (b) de diâmetro
Após a comparação das peças apresentadas na Figura 6.5, observa-se que
ambas formam a peça sem falhas de preenchimento da cavidade das matrizes. O
que pode ser ressaltado desta comparação é que quando utilizada a geratriz de
mm4,25 de diâmetro ocorre maior formação de rebarba quando comparada com a
peça forjada utilizando-se uma geratriz de
mm2,22
de diâmetro. Desta forma, opta-
se pela utilização de uma geratriz com mm2,22 de diâmetro sem perdas na
qualidade do produto final.
A diferença de cores observada nas peças da Figura 6.5 representa o
material que está em contato com a matriz, cor clara, e o material que não está em
contato com a matriz no final do forjamento, cor escura.
Após a definição do diâmetro do tarugo, seu comprimento é estudado visando
encontrar a dimensão que melhor atenda a correta formação da peça com menor
formação de rebarba. O primeiro teste é realizado com um comprimento mm20
menor que as simulações anteriores, ou seja, mm100 . A Figura 6.6 (a) mostra que
com esta redução falhas ocorrem no preenchimento da peça devido a falta de
material na região com maior área da peça, como indicado. O teste seguinte é
realizado com um tarugo de
mm110 de comprimento. A redução de mm10 no
comprimento do tarugo, em relação a simulação realizada com um tarugo de
Rebarba
excessiva
(área escura)
Material em
contato com a
matriz (área clara)
Maior área
da peça
Maior
formação
de rebarba
50
mm120 , apresenta menor formação de rebarba, Figura 6.6 (b), preenchendo a
cavidade satisfatoriamente. Assim, o comprimento de geratriz que apresenta melhor
custo/benefício é
mm110 . A Figura 6.6 (b), apresenta a peça obtida quando esta
geratriz é utilizada.
(a) (b) (c)
Figura 6.6: Análise do preenchimento da cavidade para geratrizes com mm100 (a),
mm110 (b) e mm120 (c) de comprimento
Desta forma conclui-se que as dimensões mais apropriadas para as
geratrizes em alumínio AA6351 fundido é
mm110 de comprimento e diâmetro de
mm2,22
, o que resulta em uma massa de
g4,115
.
6.3. ANÁLISE DA INFLUÊNCIA DA TEMPERATURA DAS
GERATRIZES
Com o objetivo de analisar a influência da temperatura da geratriz nas forças
de conformação e no preenchimento das gravuras, as seguintes condições de
temperatura são analisadas: geratrizes aquecidas a C430
o
e C500
o
.
Ao contrário de alguns processos de forjamento de aços carbono e ligados, as
ferramentas usadas em todos os processos de forjamento de alumínio são
aquecidas para facilitar a conformação da peça [2], desta forma as matrizes
utilizadas neste trabalho são previamente aquecidas a C90
o
. O aquecimento é
Rebarba
Falha
51
importante para reduzir a variação dimensional da peça no início do forjamento e
durante o processo produtivo, já que durante o trabalho contínuo as matrizes sofrem
aquecimento aumentando as dimensões da cavidade.
A perda de calor da peça durante a conformação é grande parte devida ao
fluxo de calor da geratriz para as matrizes. A distribuição de temperaturas para as
geratrizes aquecidas a C430
o
e C500
o
, respectivamente, são mostradas na Figura
6.7 (a) e (b). O tempo de contato entre as ferramentas e a geratriz durante o
forjamento é de aproximadamente s5,4.
(a) (b)
Figura 6.7: Distribuição de temperaturas da peça para matrizes aquecidas a C90
o
e
geratrizes aquecidas a C430
o
(a) e C500
o
(b)
Conforme a Figura 6.7 as temperaturas encontradas na peça quando a
geratriz é aquecida a C430
o
variam entre aproximadamente C360
o
e C390
o
.
Quando esta é aquecida em C500
o
as temperaturas na peça variam entre C440
o
e
C410
o
.
Num processo realizado em temperaturas relativamente elevadas é
importante analisar a maior temperatura atingida pela peça para garantir que a
temperatura de solubilização não seja alcançada. Conforme indicado por Schaeffer
52
[10] a temperatura máxima de forjamento da liga de alumínio AA6351 é C520
o
.
Como as matrizes se encontram em temperaturas menores que a geratriz, o fluxo de
calor entre as partes é relativamente elevado não permitindo que a temperatura de
solubilização do alumínio seja atingida, Figura 6.7 (b), mesmo com a energia térmica
gerada pela deformação do material.
As tensões no ferramental para cada uma das temperaturas são discutidas no
item 6.4.
O preenchimento das cavidades é similar para ambas as temperaturas
utilizadas como pode ser visto na Figura 6.8.
(a) (b)
Figura 6.8: Preenchimento das cavidades para geratrizes aquecidas a C430
o
(a) e
C500
o
(b)
Analisando-se a Figura 6.10 observa-se que a peça conformada com a
geratriz aquecida a C500
o
tem maior formação de rebarba. Isto se justifica pela
maior expansão térmica da geratriz aquecida a C500
o
quando comparada com
aquela aquecida a C430
o
.
53
6.4. TENSÕES NO FERRAMENTAL
As tensões no ferramental atingem seu valor mais elevado quando a força de
conformação é máxima. No caso do forjamento da peça em questão a máxima força
é obtida no momento do total fechamento das matrizes, como mostra a Figura 6.9.
A máxima tensão aplicada nas matrizes é aproximadamente MPa550 na
parte central da matriz inferior, como mostra a Figura 6.10, quando a temperatura de
forjamento da geratriz é de C430
o
. O material utilizado para a confecção das
matrizes é o aço AISI H13 que tem sua tensão de escoamento máxima, quando
temperado com dureza de HRC52 , de aproximadamente MPa520.1 [39]. Nota-se
assim, que as solicitações a que as matrizes são sujeitas estão aquém da tensão de
escoamento do material utilizado, reduzindo a chance de quebra por excesso de
tensões. É importante observar a relativa distância entre a tensão de escoamento e
as solicitações impostas nas matrizes durante o forjamento. Esta distância ajuda a
prolongar a vida útil das matrizes devido a baixa fadiga mecânica a que estas são
impostas. Também observa-se não existirem pontos de concentrações de tensões
que poderiam via a provocar quebra das matrizes durante o forjamento.
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0
Tempo (s)
Força (MN)
430ºC
500ºC
54
Figura 6.9: Forças de conformação da peça a C430
o
e C500
o
Figura 6.10: Tensões nas matrizes no instante de maior força de conformação para
geratriz aquecida a C420
o
Quando a geratriz é aquecida a C500
o
a máxima tensão, durante a
conformação, a que o ferramental é exposto é
MPa520 . Quando se trabalha com a
geratriz a C430
o
as tensões impostas ao ferramental, apesar de próximas, são
maiores quando comparadas com aquelas observadas quando a geratriz está
aquecida a C500
o
Figura 6.11. A análise dos resultados obtidos mostra que a
variação das tensões impostas ao ferramental é pequena, não justificando o uso de
maior energia para aquecer as geratrizes a C500
o
. Desta forma conclui-se que a
utilização da geratriz aquecida a C500
o
não se faz necessária para este processo
de conformação.
Ponto de máxima
solicitação
55
Figura 6.11: Tensões nas matrizes no instante de maior força de conformação para
geratriz aquecida a C500
o
A Figura 6.12 mostra que as maiores tensões são encontradas no centro do
ferramental indicando que a análise anterior está considerando os pontos de máxima
solicitação do ferramental no estudo.
Figura 6.12: Tensões do ferramental concentradas na região do espelho da peça
Ponto de máxima
solicitação
56
6.5. DESENVOLVIMENTO DE PRÉ-FORMA PARA GERATRIZ
Para peças com geometria complexa ou com relativa diferença de áreas em
sua geometria muitas vezes faz-se necessária a utilização de uma geratriz pré-
formada para que a geometria requerida seja obtida com mais facilidade, além de,
reduzir a quantidade de material desperdiçado em forma de rebarba.
Os programas de simulação numérica são uma importante ferramenta para
auxílio no projeto de pré-formas por apresentarem o comportamento do material
durante o forjamento permitindo que o engenheiro realize modificações e aperfeiçoe
seu processo para reduzir as chances de produção de peças defeituosas assim
como as perdas excessivas de material.
O desenvolvimento da pré-forma inicia com o estudo das áreas da peça, que
é seccionada transversalmente a cada mm10 para que suas áreas sejam medidas,
Figura 6.13. Através destas áreas é possível encontrar o diâmetro equivalente a
cada uma destas seções.
Figura 6.13: Seções da peça com mm10 de distância cada
57
A Tabela 16 apresenta a área de cada seção da peça com distâncias de
mm10 entre elas, iniciando pelo lado de maior área da peça. Os planos 1 e 13 não
estão presentes na tabela por estarem nas extremidades da peça e assim possuírem
área 0.
Tabela 16: Área de cada seção da peça e raio equivalente para geratriz
Para a determinação da geometria da pré-forma foram considerados os
volumes médios da peça para duas regiões distintas da peça, a região de maior área
que é compreendida entre os planos 2 e 7, e outra região compreendida entre os
planos 8 e 13 apresentados na Figura 6.13. A região entre os planos 7 e 8 é uma
região de transição entre as duas regiões. A geometria da geratriz resultante é
apresentada na Figura 6.14. A massa desta geratriz é de
g7,72 . A Tabela 17
apresenta as áreas utilizadas para esta geratriz.
Tabela 17: Área de cada seção da geratriz e raio equivalente utilizando-se o volume
da peça
Após identificadas as áreas da peça realiza-se uma simulação utilizando-se
as dimensões da Tabela 17 com 5% de acréscimo de volume para cada seção. Este
aumento no volume da geratriz é necessário para compensar o material que sai da
cavidade em forma de rebarba.
Plano
Área (
2
mm )
Raio (mm )Plano
Área (
2
mm )
Raio (
mm )
2
468
12,2
8
128
6,4
3
326
10,2
9
117
6,1
4
319
10,1
10
106
5,8
5
326
10,2 11
102
5,7
6
468
12,2 12
136
6,6
7
190
7,8
Planos
Área média (
2
mm )
Raio equivalente (
mm
)
2 a 7
380
11,0
8 a 12
117
6,1
58
Figura 6.14: Geometria da geratriz pré-formada com um acréscimo de 5% em seu
volume total
A Figura 6.15 apresenta a peça resultante quando a geratriz com as áreas
apresentadas na Tabela 15 com 5% de acréscimo de volume é simulada.
Figura 6.15: Estudo realizado utilizando-se uma geratriz com 5% de material para
formação de rebarba
Quando se analisa a Figura 6.15 é possível observar que toda a região de
menor área da peça, dos planos 7 a 13 representados na Figura 6.13, tem correto
preenchimento da cavidade, enquanto que na região de maior área da peça
Falha
59
observam-se falhas de material, indicando que a necessidade de utilizar uma
geratriz com maior volume.
Como a simulação anterior não apresenta resultados satisfatórios uma nova
pré-forma é desenvolvida. Sua geometria é a mesma apresentada na Figura 6.14
mas com um acréscimo de 10% em relação ao volume da peça. A obtida é mostrada
na Figura 6.16.
Observando-se o resultado encontrado quando o volume da geratriz é
aumentado em 10% conclui-se que esta geometria é apropriada para a conformação
desta peça. A Tabela 18 apresenta as dimensões utilizadas para a geratriz pré-
formada com 10% de acréscimo de volume em relação ao volume da peça, que
resulta em um peso de g0,80 .
Figura 6.16: Estudo realizado utilizando-se uma geratriz com 10% de material para
formação de rebarba
Tabela 18: Área de cada seção da geratriz e raio equivalente com aumento de
volume total de 10%
Planos
Área média (
2
mm )
Raio equivalente (
mm )
2 a 7
418
11,5
8 a 12
129
6,4
7. ANÁLISE EXPERIMENTAL DO
FORJAMENTO
Após a confecção do ferramental e a realização das simulações numéricas
que auxiliaram no dimensionamento da geratriz, as mesmas condições de
conformação para as quais as simulações são realizadas são utilizadas para
realização dos ensaios práticos com o intuito de comparar os resultados obtidos via
simulação numérica com os experimentos realizados.
O Capítulo 6.5 apresenta o desenvolvimento de pré-formas para reduzir a
quantidade de material expulso da cavidade das matrizes em forma rebarba. Como o
laboratório de transformação mecânica, LdTM, não possui equipamentos de rolagem
os experimentos são realizados sem a utilização de pré-formas, apenas com
geratrizes cilíndricas de raio constante de mm2,22 e mm4,25 .
7.1. MÉTODO
Os ensaios são realizados em uma prensa hidráulica da marca FKL com
capacidade máxima de
MN0,7
e com velocidade de compressão inicial de
aproximadamente
smm7,7 . Para cada geometria de geratriz três ensaios são
realizados para verificar sua repetibilidade. As matrizes confeccionadas são fixadas
à máquina através de grampos apropriados para evitar a ocorrência de movimentos
relativos entre as matrizes durante o processo de conformação. As ferramentas
possuem pinos guias para evitar deslocamentos durante a conformação reduzindo
as chances de produção de peças com problemas geométricos ou falhas de
preenchimento da cavidade das matrizes.
As geratrizes são aquecidas em um forno resistivo pelo período de 30 minutos
até a homogeneização de sua temperatura. Para as matrizes o tempo de
61
aquecimento também é de 30 minutos. As matrizes são aquecidas através de uma
chama geradas por gás liquefeito, até atingirem aproximadamente C90
o
. As
temperaturas das geratrizes e do ferramental são controladas através de um
termopar tipo K.
O forno de aquecimento das geratrizes é posicionado ao lado da prensa num
local específico, a fim de, reduzir a distância e o tempo de movimentação da geratriz
aquecida até a prensa, reduzindo assim, a perda de calor.
Para garantir o correto posicionamento da geratriz sobre a cavidade um
dispositivo foi criado para auxiliar em seu posicionamento. Este consiste de uma
base que é encaixada na face superior da matriz inferior. Na parte superior de suas
laterais existem parafusos que são regulados de acordo com o diâmetro e
comprimento de cada geratriz, reduzindo assim, o tempo de posicionamento e
conseqüentemente a perda de calor além de garantir o correto posicionamento da
geratriz sobre a cavidade. O dispositivo é apresentado na Figura 7.1.
(a) (b)
Figura 7.1: Dispositivo auxiliar de posicionamento da geratriz sobre a cavidade
Após o posicionamento da geratriz a prensa é acionada até seu limite de
força, limitado em
MN5,2
. Assim que a força máxima é atingida a abertura da
prensa é realizada para permitir a extração da peça conformada. As peças
conformadas são extraídas do ferramental e identificadas através de números
romanos.
62
Após realizados todos os ensaios as peças são tratadas termicamente com o
intuito de melhorar suas características mecânicas. Inicialmente a peça é aquecida a
C530
o
durante 3.600 segundos para solubilização. O tratamento posterior é uma
têmpera em água, seguida de um envelhecimento artificial realizado em um forno
resistivo à temperatura de C170
o
durante 36.000 segundos.
Finalmente, realiza-se a frio a rebarbação da peça com o ferramental
apresentado na Figura 7.2. Este ferramental é confeccionado com a geometria
externa da peça forjada com mm1,0 de folga para prevenir remoção de material da
peça durante a operação de rebarbação. A realização de rebarbação é realizada a
frio já que trabalhos anteriores mostram dificuldade de realizar esta operação antes
do tratamento térmico.
Figura 7.2: Rebarbadora utilizada para rebarbar a peça
7.2. CÁLCULO DA RIGIDEZ DA PRENSA FKL
A medida da rigidez da prensa é realizada com o objetivo de identificar o
comportamento do equipamento sob a ação de forças. Esta característica do
equipamento deve ser conhecida a fim de considerar seu deslocamento para que as
63
medidas do curso do forjamento sejam corrigidas possibilitando comparar com os
valores encontrados via simulação computacional, já que na simulação a rigidez da
prensa é considerada infinita.
Para a realização desta medida utiliza-se uma célula de carga em conjunto
com um equipamento para medir deslocamento, um transdutor linear variável
diferencial, LVDT. Para encontrar a rigidez do equipamento forças são aplicadas
diretamente sobre a célula de carga sem a presença de matrizes ou outros
equipamentos, enquanto o deslocamento do conjunto é medido em relação a célula
de carga. A mesma medida é realizada três vezes para cada uma das forças
aplicadas.
Para a medida da rigidez da prensa a força desta é limitada em MN5,2.
Tomando-se o ponto na Figura 7.3 onde a força atinge o valor máximo, o
deslocamento é de aproximadamente
mm69,0 . Aplicando-se estes valores na
Equação 6.1 obtém-se a rigidez da prensa. O cálculo abaixo apresenta o resultado
para a condição de maior força da prensa.
mm
MN
62,3
69,0
5,2
==υ (6.1)
Assim, a rigidez do equipamento quando a força limite da prensa é atingida é
de
mmMN62,3
. Este valor será considerado como linear para esta prensa até a
força máxima utilizada de MN5,2.
A Figura 7.4 apresenta o curso corrigido da prensa. Este curso representa o
real curso de forjamento da peça por desconsiderar o deslocamento do
equipamento. O afastamento entre as curvas no ponto de maior carga é
mm69,0 .
Todas as análises subseqüentes são realizadas utilizando-se o curso
corrigido.
64
0
0.5
1
1.5
2
2.5
3
0.0 0.1 0.2 0.4 0.4 0.5 0.6 0.7
Deslocamento (mm)
Força (MN)
Figura 7.3: Gráfico de força x deslocamento da prensa
0.0
4.0
8.0
12.0
16.0
20.0
24.0
0.0 0.7 1.4 2.1 2.8 3.5 4.1 4.8
Tempo (s)
Curso (mm)
Curso medido
Curso corrigido
Figura 7.4: Deslocamento corrigido em função da rigidez da prensa
0,69 mm
65
7.3. VELOCIDADE DE FECHAMENTO DA PRENSA
A prensa FKL utilizada para a realização dos ensaios tem velocidade máxima
de compressão de
smm7,7 caindo até aproximadamente smm0 no momento em
que a prensa atinge sua força máxima,
MN0,7 . O gráfico apresentado na Figura 7.5
mostra que no instante em que o completo fechamento das matrizes é atingido,
aproximadamente
s4
após o início da conformação, a velocidade da prensa é
aproximadamente
smm0,3 . Isto é observado porque o medidor de deslocamento
tem sua base localizada junto as ferramentas de forjamento. Desta forma apenas o
deslocamento do equipamento é medido a partir do instante em que as matrizes
param de se movimentar por terem chego ao final de seu curso.
0.0
4.0
8.0
12.0
16.0
20.0
24.0
0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 5.0
Tempo (s)
Curso (mm)
0.0
2.0
4.0
6.0
8.0
Velocidade (mm/s)
Curso
Velocidade
Figura 7.5: Velocidade de fechamento da prensa em função do tempo
7.4. FORÇAS DE CONFORMAÇÃO
Durante o forjamento das peças uma célula de carga é utilizada para medir as
forças durante o processo. Esta é posicionada entre a mesa inferior da prensa e a
66
matriz de forjamento inferior. Os resultados apresentados são obtidos durante a
conformação de uma peça com geratriz de mm2,22 de diâmetro e mm110 de
comprimento. A Figura 7.6 apresenta a evolução da força com o curso da prensa.
7.5. PEÇAS FORJADAS
Através da simulação numérica do processo de forjamento Capítulo 6.2 é
determinada a geometria da geratriz da peça que é de mm110 de comprimento com
diâmetro de mm2,22 . A Figura 7.7 apresenta uma peça forjada com uma geratriz
com estas dimensões.
0.0
4.0
8.0
12.0
16.0
20.0
24.0
0.0 0.7 1.4 2.1 2.8 3.5 4.1 4.8
Tempo (s)
Curso (mm)
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
Força (MN)
Curso
Força
Figura 7.6: Forças de conformação e curso das ferramentas em função do tempo
67
Figura 7.7: Peça forjada com geratriz de mm110 de comprimento e mm2,22 de
diâmetro
Após o forjamento a rebarbação foi realizada. A Figura 7.8 apresenta a peça
final obtida e a rebarba resultante.
Figura 7.8: Rebarba retirada da peça e peça final
8. ANÁLISE DOS RESULTADOS
Este capítulo compara os resultados obtidos através da simulação numérica
com os resultados obtidos experimentalmente.
8.1. COMPARAÇÃO DAS PEÇAS SIMULADAS COM AS
FORJADAS
Quando comparadas as peças simuladas com as peças forjadas com
geratrizes de
mm110 de comprimento e mm2,22 de diâmetro observa-se que
ambas tem total preenchimento da cavidade sem falhas de material, Figura 8.2.
Observa-se também pequenas diferença entre as rebarbas formadas. Para auxiliar
na comparação entre as peças forjadas e simuladas o gabarito apresentado na
Figura 8.1 é utilizado para identificar as dimensões comparadas entre as peças. Os
valores para cada uma destas dimensões para ambas as peças são apresentadas
na Tabela 18.
Figura 8.1: Gabarito das dimensões utilizadas para comparar as peças simuladas e
forjadas
69
(a) (b)
Figura 8.2: Peça forjada (a) e peça simulada (b) com geratriz mm110 de
comprimento e mm2,22 de diâmetro
Tabela 19: Dimensões das peças forjada e simulada com mm2,22 de diâmetro e
mm110 de comprimento
Comparando-se as dimensões apresentadas na Tabela 18 observam-se
variações entre as medidas que se distribuem aleatoriamente entre a peça forjada e
simulada. A dimensão B é 9% maior na peça forjada, enquanto as dimensões A, C,
D e E são 0,8%, 1,9%, 4,6% e 7,6 menores na peça forjada em relação a peça
simulada, respectivamente.
O Capítulo 6.2 apresenta as simulações realizadas com geratrizes de
diversas dimensões com o objetivo de encontrar a melhor geratriz para a peça em
questão. Ensaios experimentais são realizados para estas mesmas geometrias, a
fim de, realizar uma comparação entre ambos. A Figura 8.3 (a) apresenta uma peça
Dimensão
Peça forjada
(
mm )
Peça simulada
(
mm )
Variação da peça forjada em relação
a simulada (%)
A 70,9 71,5 0,8
B 74,6 67,2 -9,0
C 138,6 141,3 1,9
D 12,5 13,1 4,6
E 11,0 11,9 7,6
70
forjada com geratriz de
mm100 de comprimento comparada com uma peça
simulada utilizando-se a mesma geometria para a geratriz. A formação de rebarba
apresenta algumas diferenças entre a peça forjada com a peça simulada, como
mostra a Tabela 19.
(a) (b)
Figura 8.3: Peça forjada (a) e peça simulada (b) com geratriz
mm100 de
comprimento e
mm2,22
de diâmetro
Tabela 20: Dimensões das peças forjada e simulada com mm2,22 de diâmetro e
mm100 de comprimento
Observa-se que em ambos os casos ocorreram falhas de preenchimento da
cavidade na região de maior área da peça. As dimensões A, D e E são 2,1%, 2,4% e
Dimensão
Peça forjada
(
mm )
Peça simulada
(
mm )
Variação da peça forjada em relação
a simulada (%)
A 59,8 61,1 2,1
B 67,4 56,6 -13,0
C 132,8 129,2 -2,7
D 12,4 12,7 2,4
E 10,5 11,1 5,4
Maior área
da peça
Falha
71
5,4% maiores na peça forjada, respectivamente, enquanto as dimensões B e C são
13,0 e 2,7 menores na peça forjada em relação a peça simulada, respectivamente.
8.2. COMPARAÇÃO DAS FORÇAS MEDIDAS E SIMULADAS
Com o intuito de verificar os resultados de força de conformação fornecidos
pelo programa de simulação MSC.SuperForge 2005
®
estes são comparados com os
resultados obtidos experimentalmente, Figura 8.4.
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
0.61.11.72.32.93.54.0
Tempo (s)
Carga (MN)
Experimento
Simulação
Figura 8.4: Comparação das forças obtidas via experimento e simulação
Através da Figura 8.4 observa-se que a força máxima medida no experimento
é um pouco superior a
MN5,2
, chegando a aproximadamente
MN7,2
. O que se
pode destacar é que no experimento a força máxima é atingida aproximadamente
s7,3 após o início da conformação da peça, enquanto que na simulação esta força é
atingida após s9,3 do início do ensaio. Um aumento mais acentuado na força obtida
via simulação é observada a partir do instante s6,3 , enquanto que através do
experimento este aumento ocorre em
s5,2 . Estas diferenças podem ser justificadas
em parte pela diferença de comportamento da velocidade da prensa quando
comparada com a simulação, já que na simulação a velocidade da prensa é
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
Força (MN)
2,4MN
0,6MN
72
constante, enquanto que na realidade a prensa possui velocidade variável de acordo
com a força. A evolução da velocidade da prensa em função do tempo é
apresentada na Figura 8.5.
0.0
1.0
2.0
3.0
4.0
5.0
6.0
7.0
8.0
0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 5.0
Tempo (s)
Velocidade (mm/s)
Figura 8.5: Velocidade da prensa utilizada para a conformação das peças
8.3. UTILIZAÇÃO DE GERATRIZ COM PRÉ-FORMA
Ao comparar as peças conformadas com geratriz cilíndrica com diâmetro
constante, Figura 8.6 (a), com as peças forjadas com geratriz pré-formadas com 5 e
10% de acréscimo de volume em relação a peça final, Figuras 8.6 (a) e (b)
respectivamente, observa-se que a utilização de uma geratriz pré-formada com
volume 10% maior que a peça obtém-se correto preenchimento da cavidade com
redução de 59% de matéria-prima de 115,4 g para 72,7 g em relação a geratriz
cilíndrica de diâmetro constante. A peça conformada com geratriz pré-formada com
volume 5% maior que o volume total da peça apresentou falhas de material,
inviabilizando sua utilização.
73
(a) (b)
(c)
Figura 8.6: Peças forjadas sem pré-forma (a) e com o uso de pré-forma com 5% (b)
e 10% (c) de material para formação de rebarba, respectivamente
Rebarba
Falha
9. CONCLUSÕES
Este trabalho apresenta a viabilidade técnica da utilização de programas de
simulação numérica através de volumes finitos no desenvolvimento de processos de
conformação de peças, sendo uma importante ferramenta a ser utilizada na indústria
da conformação. Estes programas quando alimentados com parâmetros que
reproduzam com fidelidade as condições do processo de conformação são uma
valiosa ferramenta para indústrias do ramo da conformação mecânica como é
mostrado ao longo do trabalho através dos resultados obtidos.
Apesar de algumas diferenças dimensionais na rebarba e na peça
conformada quando comparam-se as peças forjadas com as simuladas os
resultados apresentados pela simulação numérica podem ser utilizados como guias
para desenvolvimento de processos de forjamento auxiliando na redução do tempo
de desenvolvimento de novos processos.
A utilização de geratrizes pré-formadas é importante para processos de
conformação de peças com consideráveis diferenças de área transversal ao longo
de sua extensão ou peças com geometria complexa. Para o presente trabalho
obtém-se uma redução de até 59% de massa em relação a uma geratriz cilíndrica
com raio constante.
As forças de conformação obtidas por ambos os métodos, experimental e
computacional, atingem o pico de força limitado, próximo de
MN5,2 , porém quando
se analisa o gráfico traçado com ambas as forças observa-se que a evolução
durante a conformação da curva simulada não é a mesma da experimental, limitando
os resultados neste quesito.
A rigidez do equipamento utilizado para o forjamento é um importante fator a
ser considerado em projetos de conformação mecânica já que as peças produzidas
através deste processo trabalham com pequenas tolerâncias dimensionais. No
75
momento de máxima carga de conformação,
MN5,2 , a deformação da prensa é
mm69,0 , uma variação considerável em relação às tolerâncias admissíveis para
peças forjadas.
Em processos de conformação a quente a dilatação térmica da geratriz e do
ferramental devem ser levadas em consideração para evitar a produção de peças
com dimensões fora do especificado devido sua contração após o resfriamento. Para
o presente trabalho com geratrizes aquecidas a C430
o
e ferramental a C90
o
, a
gravura das matrizes deve ser %9,0 maior que a peça final.
9.1. SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
Utilizando os resultados obtidos através do presente trabalho, realizar o
forjamento da peça em questão com a utilização de geratrizes pré-formadas.
Automatizar o processo de cálculo e desenvolvimento apresentado no
trabalho para agilizar o projeto de novos processos de conformação mecânica.
Realizar estudo microestrutural das peças conformadas para avaliar a
influência das condições de conformação na estrutura cristalina da peça.
10. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
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79
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