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DETERMINAÇÃO DO COEFICIENTE DE ATRITO NO PROCESSO DE ESTAMPAGEM Gilmar Cordeiro da Silva Glauber D.C. e Carvalho

Jánes L. Junior

Gilmar Cordeiro da Silva Msc., Engenheiro Mecânico, Aluno de Doutorado do Curso de Pós- Graduação em Engenharia Mecânica – MEA- PUC-MG. gilmarcord@gmail.com Glauber D.C. e Carvalho Engenheiro Mecatrônico, Aluno de Mestrado do Curso de Pós- Graduação em Engenharia Mecânica – MEA- PUC-MG. glauber@vibracon.com.br Jánes L. Junior Dr., Professor Titular do Departamento de Engenharia Mecânica, PUC-MG. Jánes@pucminas.br

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DETERMINAÇÃO DO COEFICIENTE DE ATRITO NO PROCESSO DE ESTAMPAGEM

Gilmar Cordeiro da Silva Glauber D.C. e Carvalho

Jánes L. Junior

RESUMO Com a crescente competitividade industrial, a diferenciação dos processos de fabricação tem sido fundamental para a indústria de conformados. Na fabricação por estampagem, o projeto das ferramentas de estampar leva ao sucesso ou fracasso do produto frente ao mercado consumidor. Por esse motivo, é necessário dispor de um profundo conhecimento acerca da influência de variáveis sobre o processo de estampagem. As deformações são influenciadas pelas condições de atrito e pela história de deformação do material. Neste sentido o presente estudo discute o uso da ferramenta numérica, mais especificamente pelo método dos elementos finitos, para determinação do coeficiente de atrito, bem como sua influência no processo de estampagem. Para isto são realizados ensaios experimentais de forma a ajustar os modelos numéricos. Neste trabalho é usado o material SAE 1020, com três condições de lubrificação específicas. Palavras-chave: método de elementos finitos, modelagem numérica, coeficiente de atrito. 1. INTRODUÇÃO

Técnicas, como o desenvolvimento da curva CLC – “Curva limite de conformação” tornaram-se

extensivamente utilizadas na indústria de conformação Raghavan (1995), já que permitem não apenas solucionar problemas nas peças estampadas, bem como auxiliar na construção e solução de problemas em ferramentas utilizadas no processo de estampagem. Porém, o uso de um correto coeficiente de atrito é necessário para reduzir a margem de erros nos resultados, quando estas são construídas por meio de modelagem numérica.

Se considerarmos um pequeno elemento de área “da” em uma chapa e acompanharmos sua seqüência de deformação, desde um estado inicial (Lagrangiana) até um estado final (Euleriana), obteremos a sua história de deformação sob condições de conformação real. As operações seqüenciais no processo de estampagem produzem vários caminhos de deformação neste elemento, afetando o seu encruamento, fluxo e ductilidade.

A simulação numérica de processos de estampagem é de grande aceitação, sendo a sua principal vantagem a redução de tempo de “try-out” e principalmente dos custos de fabricação de estampos, diminuindo as etapas de tentativas e erros, pois os principais problemas de processos já estariam previamente analisados e corrigidos. Esta simulação requer às deformações que o material sofrerá em escala industrial, as propriedades básicas do material, em geral provenientes do ensaio de tração, e as curvas CLC.

Para discutir a determinação do coeficiente de atrito e a influência do lubrificante durante a estampagem, o presente estudo usa o material SAE 1020, trabalhado com três condições de lubrificação, correlacionando os resultados do método experimetal com os resultados numéricos, usando como variável de controle principal o coeficiente de atrito.

2. OBJETIVO

O objetivo deste trabalho é investigar a influência do coeficiente de atrito no processo de estampagem. Foram utilizados métodos experimentais e métodos numéricos.

3. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 3.1. PROCESSOS DE CONFORMAÇÃO

A estampagem é um processo de fabricação caracterizada por conformar um material de pequena espessura, uma chapa, dando a essa uma forma final.

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Uma chapa estampada pode ter áreas conformadas por modos diferentes e a deformação de uma região pode influenciar em outra (DIETER, 1984). Portanto, o sucesso ou falha de uma região depende também da região vizinha.

Os três modos (processos) básicos de conformação são: • Estiramento; • Embutimento; • Dobramento.

Também podemos inserir neste contexto, o repuxo que compreende basicamente ao estiramento e ao embutimento.

O estiramento é o processo de conformação que consiste na aplicação de forças de tração de maneira a deformar o material sobre uma ferramenta, ocorrendo deformações positivas em todas as direções no plano da chapa e afinamento de sua espessura. A razão entre a tensão menor e maior ( )1/3 σσα = varia entre 0,5 e 1,0 (Caddell e Hosford, 1993). Neste processo, o blank é posicionado entre a matriz e o “pisador”; o quebra-rugas faz o travamento e, posteriormente o punção faz a conformação da peça. Ao aumentar a profundidade de penetração do punção na matriz, a espessura da chapa reduz até o início de sua fratura.

O embutimento por sua vez é um processo de conformação mecânica utilizado para a fabricação de peças com a forma de um copo a partir de chapas planas. Neste processo o material é empurrado para dentro da matriz e o prensa-chapas permite o escorregamento da chapa. No embutimento, há uma deformação trativa na direção radial, e, simultaneamente, uma deformação compressiva na direção circunferencial. A redução da espessura da chapa conformada apresenta-se menos pronunciada no processo de embutimento em relação ao estiramento. A razão entre as máximas e mínimas tensões no embutimento ( )1/3 σσα = varia entre –1,0 e 0,5. A energia conferida ao punção deve ser suficiente para promover as deformações da chapa e vencer as forças de atrito, mas esta não deve exceder a resistência à tração do material, o que levaria a peça à fratura.

Os dois tipos mais comuns de falha, em embutimento profundo, são: • Rasgadura perto do fundo do copo quando a capacidade da carga de ruptura da parede do

copo é superada; • Enrugamento da chapa no flange quando cargas insuficientes no prensa-chapas são

aplicadas, e ou os raios da matriz são excessivamente grandes. O dobramento é a mais comum das operações de conformação de chapas e pode ser realizada

com ou sem suposições de tensões. Quando o dobramento é feito com uma ou ambas as extremidades da chapa livre, a situação se aproxima do dobramento puro. Para o dobramento reto, a deformação na direção axial é nula. Um fenômeno muito comum no dobramento é o retorno elástico, que consiste no relaxamento da peça após sua retirada da matriz. Este fato ocorre devido à presença da energia elástica acumulada na peça durante o processo de conformação. Quando o carregamento chega ao fim e as vinculações são retiradas, esta energia é redistribuída na peça pelo equilíbrio interno, o que geralmente causa uma distorção em relação à geometria determinada em projeto.

A influência da velocidade de deformação depende do processo e do material. Aumentando-se a velocidade de deformação pode-se reduzir ligeiramente a ductilidade do metal. No entanto, esse aumento da velocidade pode reduzir consideravelmente o atrito entre a matriz e a chapa, levando a uma maior uniformidade de deformação na direção da espessura.

O efeito do lubrificante sobre as características de conformabilidade varia com as propriedades do lubrificante (viscosidade, aderência, coeficiente de atrito, etc.), condições de aplicação (quantidade, local) e o modo de conformação. O atrito entre o prensa-chapas e o material, e entre a superfície da matriz e o material tem grande influência na força de embutimento. O coeficiente de encruamento está associado à deformação sofrida para o ponto de carga máxima, ou seja, o ponto de estricção, à medida que o valor do coeficiente de encruamento cresce o material pode deforma-se mais, sem alcançar a estricção. O coeficiente de encruamento pode ser visto também como um fator de deformações, pois se o material tem alta capacidade de endurecimento, a região mais deformada estará mais endurecida, o que promoverá a deformação em regiões vizinhas que tenham se deformado menos que a primeira, promovendo assim uma distribuição das deformações ao longo da peça.

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3.2. ATRITO

Na conformação mecânica de metais, o atrito está presente em todos os processos, sendo, geralmente, considerado nocivo. Entre os aspectos relevantes da conformação mecânica mais diretamente ligados ao atrito estão (CETLIN et al, 1983):

• Produção de fluxos irregulares de metal durante o processo de conformação; • Aparecimento de tensões residuais no produto; • Influência sobre a qualidade superficial dos produtos; • Elevação da temperatura do material a níveis capazes de comprometer suas propriedades

mecânicas; • Aumento do desgaste da ferramenta; • Aumento do consumo de energia necessária à deformação.

A causa fundamental das forças de atrito entre superfícies metálicas parece residir em forças de atração entre as pequenas regiões em contato das superfícies deslizantes. Essas superfícies apresentam irregularidades microscópicas que chegam a constituir uma solda no estado sólido, resultado da deformação plástica localizada. As forças de atrito parecem ter sua origem na resistência ao cisalhamento destas uniões (HELMAN et al, 1993).

O conceito básico de atrito é apresentado na figura1. Um bloco de uma massa determinada colocado sobre uma plataforma exerce sobre esta uma força normal fN. Um esforço fT é aplicado ao bloco que inicia o seu movimento e provoca o aparecimento da força de atrito, fF, resistindo ao movimento do bloco e assumida ser uma propriedade particular do arranjo bloco/plataforma.

Figura1 – Forças de Atrito arranjo bloco/plataforma

A fig.2 apresenta um caso geral de contato. A situação é a mesma do caso simples, uma vez que as

direções de contatos normal e tangencial (∧

N e ∧

T ) encontrem-se definidas.

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Figura 2 – Forças de Atrito em um caso geral de contato

A força de contato geral pode ser decomposta em componentes normais e tangenciais:

TNfff∧∧

+=+= ff TNTNc (1)

onde f NNf = e f TTf = , e como no caso mais simples de contato, f T

pode ser menor ou igual ao

valor limite de f F para se continuar em atrito estático, dependendo da força normal, superfícies de

contato e materiais.

Tridimensionalmente a direção tangencial ∧

T exige maior precisão porque os dois corpos fazem contato em um plano tangente, o qual pode apresentar infinitas direções tangentes.

A força de atrito sempre se opõe à força tangencial aplicada no ponto ou ao movimento relativo no contato de dois corpos. Por exemplo, para se calcular a força de atrito resistente ao movimento do corpo A em relação ao corpo B (Considere B fixo no espaço por conveniência), a força de atrito é aplicada contrariamente à componente do movimento relativo, que se encontra no plano tangente:

( )( )

∧∧

∧∧∧

×−×

×−×=

NuuN

NuuNTBA

BA

dd

dd (2)

onde ∧

N é um normal ao plano de contato orientado fora de B e dentro do corpo A.

É possível se definir macroscopicamente a tensão de contato σ C , tensão normal σ N , tensão

tangencial τ T , e tensão de atrito τ F através da normalização das forças na área de contato aparente A.

AC

Cf≡σ

AN

Nf≡σ

AT

Tf≡τ

AF

Ff≡τ

(3)

Vale ressaltar que o fato de os valores de tensões serem aproximados se deve à utilização de

uma área aparente. A área de contato real pode ser de apenas 5% ou 10% da área aparente, o que pode tornar as tensões localizadas (relativas a áreas microscópicas) muito maiores que as tensões macroscópicas consideradas e largamente utilizadas nos fenômenos de medições e simulações de conformação de metais. O comportamento microscópico é mais aplicado aos estudos fundamentais de atrito. A fig.3 a seguir representa áreas de contato microscópico e macroscópico.

a) b)

Figura 3 – Vistas microscópicas e macroscópicas das áreas de contato. a)Microscópica –Área de contato

verdadeiro b)Macroscópica – Área de contato aparente

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PARÂMETROS QUE AFETAM AS FORÇAS DE ATRITO

Características elásticas e plásticas dos materiais podem dificultar o deslocamento relativo entre peças em contato (Chenot,et. al.1997). A forma e a densidade das asperidades das superfícies têm influência nos efeitos do atrito, além de serem parâmetros de eficiência da lubrificação.

As deformações durante os processos de conformação alteram a rugosidade superficial e eliminam a maioria dos efeitos elásticos na peça de trabalho, sendo assim de significativa influência nas forças de atrito.

A lubrificação é uma das variáveis mais importantes na conformação mecânica. Esta pode atuar como uma reguladora das forças de atrito uma vez que as propriedades do lubrificante ditam as novas condições de interação inter-materiais. É necessário ressaltar que a distribuição do lubrificante é dependente das condições das superfícies e de outros parâmetros que também afetam diretamente as forças de atrito como pressão de contato, velocidade de deslocamento entre peças e temperatura. A temperatura pode modificar além das propriedades mecânicas dos materiais, as propriedades do lubrificante.

Para simulações é necessário adotar leis simples, que permitam medição de uma quantidade limitada de coeficientes, mas que possibilitem de maneira satisfatória englobar os efeitos combinados das variáveis que afetam o atrito. Desta maneira se torna viável a realização de experimentos em condições que se aproximem das condições de operação de forma a calibrar os coeficientes que serão utilizados nas simulações. 3.2.1. ATRITO DE COULOMB

A forma mais comum de atrito é conhecida como atrito de Coulomb, ou atrito seco e, devido a sua simplicidade conceitual, é freqüentemente usada nos cálculos de processos de conformação mecânica. Esta lei estabelece que a força de atrito é proporcional à força normal ou ainda que a tensão provocada pela força de atrito é proporcional à tensão proveniente da força normal.

NF ff μ= (4)

ou

NF μστ = (5)

onde =Ff força de atrito =Nf força normal =Fτ Tensão de atrito =Nσ Tensão normal

=μ coeficiente de atrito ou constante de Coulomb

Pode-se considerar que a Lei de Coulomb é conceitualmente correta quando os esforços envolvem pequenas tensões normais. Quando a tensão entre as duas partes (τF) é igual a tensões de escoamento do material (τmax), esta condição é conhecida como atrito de agarramento e representada por:

maxττ ≈F (6) O gráfico da fig.4 representa esquematicamente a variação da tensão de atrito em função da

tensão normal aplicada

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Figura 4 – Variação da tensão de atrito em função da tensão normal aplicada. Chenot

4. METODOLOGIA 4.1. ANÁLISE EXPERIMENTAL

O objetivo especifico das análises experimentais desenvolvidas é obter as histórias de deformação de chapas metálicas identicas submetidas a um mesmo processo de estampagem, em que o parâmetro variável do experimento será o atrito entre ferramentas e peça de trabalho, através da variação do lubrificante.

As peças de trabalho utilizadas são chapas de SAE 1020 na espessura de 0,70mm cortadas com as dimensões de (200x200) mm.

A figura 5 apresenta a fotografia da ferramenta utilizada no experimento com os seus respectivos componentes.

Figura 5- Fotografia da ferramenta desmontada

A tabela 1 apresenta dados dos componentes da ferramenta Tabela I

Nome dos Componentes Material Tratamento Térmico Dureza HRC

Processo de Usinagem

Base porta punção SAE1020 Não realizado ______ Torneamento Porta punção SAE1020 Não realizado _______ Torneamento Punção VC131 Têmpera/Revenimento 50HRC Torneamento/Retifica Guia dos punções SAE1045 Têmpera/Revenimento 50HRC Torneamento/Retifica Prensa-chapas VC131 Têmpera/Revenimento 50HRC Torneamento/ Polimento Matriz VC131 Têmpera/Revenimento 50HRC Torneamento/Polimento Base inferior SAE1020 Não realizado _______ Torneamento

Base inferior Matriz Prensa-chapas

Guia do Punção

Punção

Porta Punção

Base Superior

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O processo de estampagem em estudo pode ser dividido em duas fases. Na primeira delas a chapa, posicionada sobre a matriz é comprimida pelo prensa-chapas, sendo então impedida de deslocar. A segunda fase do processo é realizado pelo deslocamento do punção que promove a deformação da chapa (peça de trabalho) até a ruptura.

Foram consideradas três situações distintas para análise: - Situação 01 – conformação da peça de trabalho sem a presença de lubrificante; - Situação 02 - conformação da peça de trabalho com a utilização do óleo SAE 20W50; - Situação 03 - conformação da peça de trabalho utilizando graxa de bissulfeto de molibidênio

como lubrificante; Para o monitoramento das deformações, foi realizada, eletroquimicamente, a gravação de uma

rede de círculos em uma das face do corpo de prova, cujos diâmetros iniciais foram de 10mm. Os ensaios foram realizados em uma prensa hidráulica com capacidade de sessenta toneladas, no laboratório de processos de fabricação da Pontifícia Universidade Católica de Minas Gerais. 4.2. SIMULAÇÃO NUMÉRICA

O objetivo específico da simulação numérica é reproduzir o estudo experimental, permitindo assim quantificar o coeficiente de atrito e mensurar os valores de deformações e tensões ao longo da peça de trabalho.

A geometria da ferramenta e da peça de trabalho viabilizaram as simulações numéricas através da utilização da axissimetria e elementos 2D na malha de elementos finitos. A curva de tensão versus deformação do aço SAE 1020, assim como as demais propriedades mecânicas e de massa do material foram introduzidas como dados de entrada na fase de pré-processamento do estudo numérico.

O programa CAD SolidWorks® foi utilizado para elaboração dos modelos 2D das ferramentas e peças de trabalho. O programa utilizado para análise numérica foi o Deform 2D®, programa destinado à análises não lineares de grandes deformações.

A velocidade de deslocamento do punção foi a mesma utilizada no estudo experimental e o efeito de lubrificação foi simulado através da variação do coeficiente de atrito de Coulomb entre peça de trabalho e ferramentas (punção e matriz).

O modelo numérico foi considerado ajustado no momento em que o deslocamento máximo da chapa (na direção de deslocamento do punção), até a fratura, fosse compatível com o deslocamento máximo obtido no estudo experimental. Tanto para o coeficiente de atrito que permitiu a correspondencia dos deslocamentos numérico e experimental quanto para os demais coeficiente simulados, foram obtidos os dados de tensões e deformações efetivas, danos e ainda plotado o gráfico de deslocamento em função do coeficiente de atrito. 5. RESULTADOS E DISCUSSÕES

5.1. RESULTADOS ANÁLISE EXPERIMENTAL

Serão apresentadas a seguir, na forma de figuras, as chapas conformadas nas três situações de lubrificação.

Situação 01 – Isento de lubrificante

a) Vista da superfície superior b) Vista da superfície inferior Figura 6 – Peça de trabalho conformada sem a presença de lubrificante

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Situação 02 – Óleo SAE 20W50

a) Vista da superfície superior b) Vista da superfície inferior Figura 7 – Peça de trabalho conformada com a presença de óleo SAE 20W50

Situação 03 – Graxa Bissulfeto de Molibidênio

a) Vista da superfície superior b) Vista da superfície inferior Figura 8 – Peça de trabalho conformada sem a presença de Graxa Bissulfeto de Molibidênio

Nas figuras apresentadas acima é possível visualizar regiões em forma de anél que circundam as

áreas de estiramento das chapas. Estas regiões são geradas na primeira fase da conformação, através do deslocamento do prensa-chapas. Esta geometria, juntamente com os esforços restritivos do prensa-chapas garantem que não haja no processo, o fenômeno de embutimento.

As setas inseridas nas figuras identificam as regiões de fratura nas chapas conformadas e as vistas das superfícies superiores mostram a malha de círculos após a deformação.

A profundidade total do estiramento, ou deslocamento máximo do punção até a fratura, medida na direção de deslocamento do punção, para cada uma das situações de lubrificação é mostrada na tabela 2.

Material da Chapa Tipo de Lubrificante Espessura (mm) Profundidade Total (mm)

SAE 1020

Sem Lubrificante 0,7 35,8 Óleo SAE 20W50 0,7 36,0

Graxa Bissulfeto de Molibidênio 0,7 35,5 Tabela-2 Profundidade total

A tabela 3 apresenta os valores de posição da fratura em relação ao plano inicial superior da

chapa (posição do freio circular) para as três condições de lubrificação.

Material da Chapa Tipo de Lubrificante Espessura (mm) Profundidade da superfície do freio até a fratura (mm)

SAE 1020

Sem Lubrificante 0,7 20,5 Óleo SAE 20W50 0,7 20,8

Graxa Bissulfeto de Molibidênio 0,7 20,6 Tabela-3 Profundidade até a ruptura

Os resultados apresentados na tabela 2 mostram que não houve diferença significativa entre as

profundidades totais alcançadas pela chapa, até a fratura, ao se modificar as condições de lubrificação. A

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posição da fratura em relação ao plano inicial superior da chapa pode ser também considerada a mesma para as três situações analisadas como mostrado na tabela 3. Estima-se que as diferenças encontradas são inferiores às incertezas do processo de medição.

Foi observado ainda, que os círculos impressos na porção central da chapa apresentam menores deformações que aqueles posicionados nas demais regiões.

5.2. RESULTADOS ANÁLISE NUMÉRICA

A figura 9 apresenta o gráfico da posição do punção no instante da ruptura versus coeficiente de atrito.

Figura 9 - Deslocamento do Punção versus Coeficiente de atrito O gráfico mostra os valores da altura total máxima obtida para os coeficientes de atrito de 0,01

até 0,5, onde é possível identificar três regiões distintas: Região 01 - Coeficientes de atrito inferiores a 0,05. Nesta região não foram identificadas

variações significativas no deslocamento máximo da chapa em função da variação dos coeficientes de atrito. Comparando com a fig.4 esta região seria uma região de atrito nulo.

Região 02 – Coeficiente de atrito entre 0,05 e 0,08. Esta região apresentou comportamento linear de deslocamento em função do coeficiente de atrito. O aumento do coeficiente de atrito resulta em um menor deslocamento do punção até a fratura. Enquadrar-se-ia como a região de atrito de Coulomb e transição, de acordo com o gráfico da fig.4 segundo Chenot (l997). O coeficiente de atrito 0, 055 possibilitou melhor correspondência entre as simulações numérica e experimental.

Região 3 – Coeficientes de atrito superiores a 0,08. Esta região comparada com o gráfico de Chenot (l997) corresponde à região de atrito de agarramento. É identificada instabilidade numérica nos valores de deslocamento a partir do coeficiente de atrito 0,15.

A figura 10 apresenta o resultado numérico da tensão efetiva no momento da ruptura para os respectivos coeficientes de atritos (0,05), (0, 055), (0, 080)

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Figura 10 – Tensões efetivas MPa

Pelas tensões obtidas no momento de fratura, verifica-se que correspondem ao limite de

resistência do material, logo levando à conclusão que indepedem do atrito. Os valores de tensões obtidos nas simulações numéricas e mostrados na tabela 4 confirmam essa premissa.

As tensões efetivas apresentadas são dependentes da curva tensão versus deformação verdadeira utilizada como dado de entrada na fase de pre-processamento.

A tabela 4 apresenta as tensões efetivas no momento da ruptura em relação aos coeficientes de atrito utilizados.

Coeficiente de atrito 0,05 0, 055 0,06 0,07 0,08 0,09 0,10 0,20 Tensão Efetiva MPa 1240 1240 1250 1200 1230 1220 1200 1250

Tabela 4- Tensão Efetiva x Coeficiente de atrito A figura 11 apresenta o resultado numérico da deformação efetiva no momento da ruptura para

os respectivos coeficientes de atritos (0,05); (0 055); (0 080)

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Figura 11 – Deformações efetivas Os resultados de deformação mostram que com o aumento do coeficiente de atrito, as regiões da

peça de trabalho em contato com a ferramenta apresentam menor redução da espessura.Utilizando-se um coeficiente de atrito menor que 0,05 verifica-se uma redução de 0,21mm na espessura no centro da chapa, enquanto que para o coeficiente de atrito igual a 0,055 a redução foi de 0,10mm e de 0,06mm para o coeficiente de atrito 0,08. O aumento do coeficiente de atrito dificulta a deformação da peça de trabalho nas regiões de contato com a ferramenta, fazendo com que as reduções de espessura tendam a se concentrar em áreas menores

A tabela 5 apresenta os valores da deformações efetivas no momento da ruptura em relação aos coeficientes de atrito utilizados

Coeficiente de atrito 0,05 0, 055 0,06 0,07 0,08 0,09 0,10 0,20 Deformação Efetiva 2,35 2,65 2,77 3,53 1,95 1,76 1,33 3,19

Tabela 5- Deformação Efetiva x Coeficiente de atrito

6. CONCLUSÕES

De posse dos resultados numéricos e comparados aos resultados experimentais, verificou-se que o uso da ferramenta numérica, mais especificamente o uso da modelagem por elemntos finitos é capaz de auxiliar na determinação do coeficnte de atrito. Esta determinação apesar de não produzir resultados que sejam considerados objetivos, possibilitam comparar a eficiência de diversos lubrificantes, adequando-os às caracterísitcas do processo e do tipo de material.

Vale lembrar que para o desenvolvimento dos estudos numéricos foi utilizado a Lei de Coulomb, inserindo um valor para o coeficiente de atrito. Nestas situações verificou-se que para condições diferentes de atrito é possível obter diferentes condições de estampagem, ou seja, observa-se significativa influência do atrito no processo de conformação.

Outro resultado que foi possível observar é a necessidade do conhecimento das características mecânicas do lubrificante, em relação às propriedades do material a ser trabalhado. Tal constatação é fruto da observação dos experimentos realizados, em que não se observou contribuição do lubrificante, no sentido de se alcançar conformações mais profundas. Para uma melhor compreensão destes resultados foi

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desenvolvido estudo com a imposição do lubrificante entre os dois corpos, peça e punção, de forma a compreender a resposta do lubrificante durante o processo de conformação, conforme pode ser observado pela sequência de figuras apresentadas a seguir.

a) b) c)

d) e) f)

Figura 12 – Escoamento do lubrificante Apesar da não utilização de um material viscoelastoplástico para o lubrificante, pelos resultados

observados numericamente e da constatação experimental da não diferença de profundidade do punção quando da mudança da condição de lubrificação, acredita-se que as tensões necessárias para deformação da peça de trabalho ultrapassem o limite de resistência ao cisalhamento do fluido lubrificante e este, com a contribuição da geometria do punção seja expulso para regiões de menores pressões de contato. Desta forma em todas as situações experimentais estudadas que utilizam lubrificantes, estes ao serem expulsos, permitem o contato ferramenta/peça de trabalho, resultando assim em uma situação similiar àquela sem a aplicação de fluido lubrificante. 7. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS HELMAN, H., CETLIN, P. R. Fundamentos da conformação mecânica dos metais. 2 ed. Belo Horizonte, 1993, 170p. COOK, R. D., MALKUS, D. S., PLESHA, M. E.. Concepts and applications of finite element analysis. John Wiley & Sons, 1989. ZIENKIEWICZ, O. C. and GODBOLE P. N.. Flow of plastic and viscoplastic solids with special reference to extrusion and forming process, Int. Jour. Num. Meth. Eng., 8, 1974, 3p. WAGONER, ROBERT H. and CHENOT, JEAN-LOUP. Fundamentals of metal forming. John Wiley & Sons, 1997. CETLIN, P. R., Fundamentos da conformação mecânica dos metais. 2 ed. Rio de Janeiro, 1983, 100p. JUNIOR, J. L. Tese de Doutorado. Fratura no Forjamento a Frio de Metais. UFMG, 2001. ALMEIDA, T. J. Dissertação de Mestrado. Estudo da conformabilidade de chapas de aço livre de interticiais em prensas hidráulicas de simples efeito. UFMG, 1998. RAGHAVAN K.S. A simple technique to generate in-plane forming limit curves and selected applications, Metallurgical and materials transactions A, 26A (1995) 2075-2084.