UNIVERSIDADE DE SO PAULO ESCOLA DE ENGENHARIA DE SO CARLOS

INSTITUTO DE FSICA DE SO CARLOS INSTITUTO DE QUMICA DE SO CARLOS

LUIGI LEONARDO MAZZUCCO ALBANO

Estudo comparativo das propriedades mecnicas de ao AISI 5160 submetidos Tmpera Convencional e Tmpera Intensiva

So Carlos SP 2012

I

LUIGI LEONARDO MAZZUCCO ALBANO

Estudo comparativo das propriedades mecnicas de ao AISI 5160 submetidos Tmpera Convencional e Tmpera Intensiva

Verso Corrigida

Dissertao apresentada na Escola de Engenharia de So Carlos, da Universidade de So Paulo, para obteno do ttulo de Mestre em Cincia e Engenharia de Materiais. rea de concentrao: Desenvolvimento, Caracterizao e Aplicao de Materiais Orientadora: Profa. Dr. Lauralice de Campos Franceschini Canale

II

AUTORIZO A REPRODUO E DIVULGAO TOTAL OU PARCIAL DESTE TRABALHO, POR QUALQUER MEIO CONVENCIONAL OU ELETRNICO, PARA FINS DE ESTUDO E PESQUISA, DESDE QUE CITADA A FONTE.

Ficha catalogrfica elaborada pela Seo de Tratamento da Informao do Servio de Biblioteca EESC/USP

III

(imagem da folha de aprovao, afixada na verso original)

IV

V

DedicatriaDedicatriaDedicatriaDedicatria

N.E.O.Q.E.A.V.

VI

VII

AgradecimentosAgradecimentosAgradecimentosAgradecimentos

Em mais de trinta e cinco anos de vida, certamente temos infindveis

pessoas para agradecer. No quero cometer a injustia de elencar alguns nomes e

outros, to merecedores, no serem citados. Por isso, farei meus agradecimentos da

forma mais ampla possvel.

- Amigos no so aqueles que passam a mo em nossas cabeas

concordando com tudo, e nos bajulam para nos deixar feliz. So aquelas pessoas

que, acima de tudo respeitando nossa liberdade, nos passam suas experincias

para escolhermos o caminho a seguir, sempre desejando que no soframos o que

eles sofreram para aprender algo. Quero agradecer imensamente s pessoas que

deixaram que eu tentasse ser amigo, e s que foram amigas em toda a minha vida;

- Famlia, sempre algo to polmico mas, sempre tambm, to

imprescindvel. A todos da minha famlia, pelo apoio direto ou indireto ou mesmo

pela torcida sincera, meu muito obrigado;

- No fcil ser responsvel pelo futuro de algum. Quando se

professor apenas, a responsabilidade menor e logo acaba. Porm, quando uma

pessoa se torna a orientadora de algum, a responsabilidade cresce e a

mansuetude de esprito para lidar com o pupilo imprescindvel. Agradeo Profa.

Lauralice no apenas por ser minha orientadora, mas por ser um ser humano

compreensvel que aceitou minhas falhas e, acima e apesar disso, to

brilhantemente me direcionou para um futuro melhor. Tenho a extrema felicidade de

t-la como um exemplo de ser humano, me, esposa, professora, pesquisadora e

orientadora, que me mostrou o poder que a serenidade tem para as solues mais

sbias;

- De um visitante chegando, a um amigo partindo. Foram cinco meses de

convivncia com Diego Lozano, que veio do Mxico para ser aluno visitante do

nosso grupo, e partiu do Brasil deixando um amigo e futuro colega de trabalho...;

- No posso deixar de agradecer a quatro professores muito especiais na

minha vida universitria: Eny Maria Vieira, Roberta Godi Wik Atique, Wagner Luiz

Polito e George Eduard Totten. Cada um, sua maneira e tempo, foram diferenciais

supremos em minha vida;

- s crticas. Sejam elas bem intencionadas ou maledicentes, todas so

teis. s bem intencionadas, sempre agradecemos de corao. s maledicentes,

VIII

creiam que me fortaleceram para provar o contrrio e, por tabela, crescer pessoal e

profissionalmente. Meu sincero agradecimento a vocs!

- A todos do IQSC pela formao, e da Materiais-EESC pela ajuda

durante este trabalho de ps-graduao. Tenho que destacar a especial ateno de

todos da Materiais, que dentro do possvel me ajudaram muito nas horas de

correria, inclusive ficando depois do horrio!

- Ao CNPq, pelo financiamento da pesquisa. Desejamos que este

investimento monetrio possa o mais breve possvel se transformar em benefcio

para a sociedade.

Alguns agradecimentos especiais se fazem necessrios:

- A um aluno de graduao que chegou para simplesmente fazer uma

iniciao cientfica, e acabou mostrando que idade no sinnimo de pouco

conhecimento ou imaturidade. De aluno co-orientado passou a verdadeiro amigo,

alm de me ensinar mais do que ensinei a ele, ajudar mais que ajudei. A um ser

humano incrvel, moral e espiritualmente, meu mais profundo agradecimento a

Miguel Ribeiro Neto;

- Em um momento muito precioso comeo a ter amizade, durante uma

disciplina, com o Gilberto, da Rassini-NHK. Sua ajuda foi imprescindvel, tanto para

doao do material como por se dispor a fazer os raio-X das amostras. Poucas

pessoas so to prestativas, ento tem meu agradecimento e amizade especiais.

Rassini-NHK, meu agradecimento pelo material e orientao tcnica;

- De funcionrio virei amigo. E, como amigo, devo agradecer a imensa

ajuda prestada por Jos Antnio, seus filhos William e Gustavo, pela receptividade e

carinho da esposa Maria Aparecida. Sem a ajuda deles, projetando e construindo o

sistema de tmpera usado, bancando usinagem CNC, permitindo o uso de seus

tornos a qualquer hora e qualquer dia, esse trabalho no seria possvel. Minha

imensa gratido a vocs, da JDWG, em Ibat.

- Ao Professor que mostrou uma disposio incrvel em ensinar, vindo ao

Brasil para, dentre outros compromissos, especialmente ajudar neste trabalho.

Ento, junto ao Professor Totten, mais que merecidamente, o Professor Vojteh

Leskovek merece ser considerado co-orientador dessa dissertao.

- Ao Gregory, por me liberar sempre que necessrio da empresa. Teve

compreenso alm do imaginvel para que este trabalho fosse concludo com xito

IX

J perdoei erros quase imperdoveis, tentei substituir

pessoas insubstituveis e esquecer pessoas inesquecveis.

J fiz coisas por impulso,

J me decepcionei com pessoas quando nunca pensei

me decepcionar, mas tambm decepcionei algum.

J abracei pra proteger,

J dei risada quando no podia,

J fiz amigos eternos,

J amei e fui amado, mas tambm j fui rejeitado,

J fui amado e no soube amar.

J gritei e pulei de tanta felicidade,

J vivi de amor e fiz juras eternas, mas "quebrei a cara"

muitas vezes!

J chorei ouvindo msica e vendo fotos,

J liguei s pra escutar uma voz,

J me apaixonei por um sorriso,

J pensei que fosse morrer de tanta saudade e... tive

medo de perder algum especial (e acabei perdendo)!

Mas sobrevivi! E ainda vivo!

No passo pela vida... e voc tambm no deveria passar. Viva!!!

Bom mesmo ir a luta com determinao,

Abraar a vida e viver com paixo,

Perder com classe e vencer com ousadia,

Porque o mundo pertence a quem se atreve. Pode ser que um dia deixemos de nos falar...

E a vida muito para ser insignificante" Mas, enquanto houver amizade,

(Chaplin) Faremos as pazes de novo.

Pode ser que um dia o tempo passe...

Mas, se a amizade permanecer,

Um de outro se h de se lembrar.

Pode ser que um dia nos afastemos...

Mas, se formos amigos de verdade,

A amizade nos reaproximar.

Pode ser que um dia no mais existamos...

Mas, se ainda sobrar amizade,

Nasceremos de novo, um para o outro.

Pode ser que um dia tudo acabe...

Mas, com a amizade construiremos tudo novamente,

Cada vez de forma diferente.

Sendo nico e inesquecvel cada momento

Que juntos viveremos e nos lembraremos para sempre.

H duas formas para viver a sua vida:

Uma acreditar que no existe milagre.

A outra acreditar que todas as coisas so um milagre.

(Einstein)

X

XI

ResumoResumoResumoResumo

Durante os anos desde 1910, diversos trabalhos cientficos foram

desenvolvidos, tornando o processo de tmpera bem estabelecido nas plantas

industriais. Atualmente, existem diferentes tipos de tmpera e mais tcnicas esto

sendo desenvolvidas para aumentar as propriedades de componentes de ao. Um

deles o de tmpera intensiva, que pode ser considerado como um processo

relativamente novo.

O mtodo de tmpera intensiva visa otimizar o processo produtivo, ao

mesmo tempo em que diminui consideravelmente o custo da etapa de tratamento

trmico. Alm disso, atualmente o uso de solues ambientalmente amigveis torna

este processo bem menos agressivo ao planeta.

Neste trabalho realizou-se a tmpera intensiva e a tmpera convencional

em corpos de prova preparados para teste de tenacidade fratura. Trata-se, porm,

de um mtodo alternativo de teste, relativamente recente, no qual so considerados

parmetros de fratura dctil e fratura frgil para o clculo de K1C. Estes ensaios de

tenacidade foram feitos a partir de ensaios de trao em corpos de prova com pr-

trinca. Embora as tenses residuais compressivas tenham atingido os valores mais

altos na tmpera intensiva, os resultados de tenacidade fratura foram mais

positivos para as amostras com tmpera convencional.

A juno e aplicao desses mtodos pode trazer um novo parmetro de

fabricao e anlise de materiais metlicos, em especial aos-mola, que foi o objeto

de estudo deste trabalho.

Palavras-chave: tmpera, tmpera intensiva, tenacidade fratura

XII

XIII

AbstractAbstractAbstractAbstract

Since the beginning of 20th Century, several scientific works were

developed and conventional quenching process became well established into the

industrial area. Nowadays new quenching process were introduced increasing

mechanical properties of the heat treated components. Intensive quenching is one of

these process which optimize the heat treatment process using also quenchants

considered nontoxic to the environment.

In this work it was made comparative studies in the SAE 5160 samples

which were submitted to conventional quenching and intensive quenching.

Toughness fracture were evaluated using an alternative test where are analyzed

ductile fracture and brittle fracture parameters to calculate KIC. In this method tensile

test are performed in pre-cracked samples. Residual stresses were also measured

and although intensive quenching promoted highest compressive stresses in the

surface, KIC obtained in such samples presented low values compared with

conventional quenching.

The presented method of analysis will bring a new parameter for

production and analysis for metallic materials, particularly spring steel, where

compressive stress and toughness are important as properties for suspension

components.

Keywords: quenching, intensive quenching, fracture toughness

XIV

XV

LLLLista de Figurasista de Figurasista de Figurasista de Figuras

Figura 1 - Estrutura cristalina TCC da martensita em aos 26

Figura 2 - Esquema de cisalhamento e de inclinao da superfcie associada formao de uma placa de martensita

27

Figura 3 - Parte do diagrama ferro-carbono, correspondente composio de aos, evidenciando as linhas consideradas para tratamentos trmicos (A1, A3 e ACM)

28

Figura 4 - Diagrama TTT para ao SAE 5160 29

Figura 5 - Efeito da taxa de resfriamento dentro da faixa de martensita em rachaduras em amostras cilndricas de 6 mm de dimetro, feito de ao 40Kh

31

Figura 6 - Formao de martensita durante a tmpera 33

Figura 7 - Modelo para condies superficiais durante a tmpera intensiva 34

Figura 8 - Tenso versus Tempo para diferentes condies de tmpera 36

Figura 9 - Vista de topo do cilindro (camadas concntricas) 37

Figura 10 - Tenses residuais superficiais para o ao AISI 9259 (ao mola) 37

Figura 11 - Tenses residuais circunferenciais versus nmero de Biot 42

Figura 12 - Zonas de Tmpera 45

Figura 13 - Zonas plsticas formadas nas pontas das trincas 48

Figura 14 - Compact tensio specimen 49

Figura 15 - Entalhe circunferencial e pr trincado por fadiga para ensaios de KIC 51

Figura 16 - Sistema de aquisio de temperatura e computador utilizados 52

Figura 17 - Equipamento para medio de dureza Rockwell 52

Figura 18 - Sistema de tmpera intensiva. 53

Figura 19 - Forno com caixa para aquecimento com atmosfera controlada 54

Figura 20 - Mquina de ensaio universal 55

Figura 21 - Estereoscpio Zeiss de aquisio de imagem 55

Figura 22 - Desenho tcnico de especificao dos corpos de prova utilizados 56

Figura 23 - Detalhe da medio de dureza dos corpos de prova 57

Figura 24 - Disposio dos corpos de prova 57

Figura 25 - Sistema de recartilha para pr-trinca de corpos de prova 58

Figura 26 - Corpo de prova aps produo da pr-trinca 58

Figura 27 - Detalhes do equipamento de raio-X 59

Figura 28 - Micrografia de amostra tratada por tmpera intensiva 62

Figura 29 - Micrografia de amostra tratada por tmpera convencional 62

Figura 30 - Corpos de prova sem preparo de pr-trinca 64

Figura 31 - Corpo de prova tratado com tmpera convencional e tmpera intensiva, caracterizando as regies de pr-trinca, fratura dctil e fratura frgil

65

Figura 32 - Evidncia de acompanhamento de trincas, a partir da pr-trinca, nos corpos de prova tratados por tmpera intensiva

66

XVI

XVII

Lista de TabelasLista de TabelasLista de TabelasLista de Tabelas

Tabela 1 - Fator de Grossmann de severidade de tmpera para vrios meios de tmpera, segundo a agitao 30

Tabela 2 - Funes para clculo analtico do fator de Kondratjev (K) 39

Tabela 3 - Durezas aferidas nos corpos de prova sem tratamento trmico (como usinado), tratados por tmpera convencional (TC) e por tmpera intensiva (IQ) 60

Tabela 4 - Valores mdios de tenses residuais em amostras sem tratamento trmico (como usinado), tratadas com tmpera convencional (TC) e com tmpera intensiva (IQ) 63

Tabela 5 - Valores de KIC para amostras tratadas por tmpera convencional e tmpera intensiva 66

XVIII

XIX

ObjetivosObjetivosObjetivosObjetivos

O objetivo deste trabalho foi validar um sistema de tmpera intensiva para

pequenos corpos de prova e aplicar um novo mtodo de ensaio para tenacidade

fratura em materiais submetidos tempera convencional e tmpera intensiva.

XX

XXI

SUMRIO

1 INTRODUO 23

2 REVISO DA LITERATURA 24

2.1 Fundamentos de tratamento trmico 24

2.1.1 Martensita como produto da tmpera 26

2.1.2 Tmpera convencional e tmpera intensiva 29

2.1.3 Fator de Kondratjev e nmero de Biot 38

2.1.4 Mtodos de tmpera intensiva 42

2.2 Fundamentos tericos de fadiga e teste KIC 47

3 DESENVOLVIMENTO EXPERIMENTAL 52

3.1 Materiais utilizados 52

3.2 Metodologia desenvolvida 55

4 RESULTADOS E DISCUSSO 60 5 CONCLUSES 68 6 REFERNCIAS 69 7 ANEXOS 75

XXII

23

1. Introduo1. Introduo1. Introduo1. Introduo

Um dos materiais metlicos consideravelmente analisados e estudados

atualmente o ao-mola, dadas as suas diversas aplicaes, principalmente no

ramo automotivo. Dos materiais dessa classe mola, o ao AISI 5160 o de maior

aplicao para e

este fim, visto ser um dos aos de melhor custo-benefcio, alm de possuir uma

eficincia to considervel quanto aos de composies mais nobres.

Tratamentos trmicos convencionais suprem a necessidade de operao

desses materiais, porm o tempo de tratamento longo, considerando que um

processo industrial busca sempre otimizar o tempo entre incio de produo e

distribuio do produto final. A tmpera intensiva busca trazer o mesmo benefcio da

tmpera convencional, porm otimizando as etapas do processo. Uma vez que para

alcanar altas tenses residuais compressivas utiliza-se shot peening aps o

processo de tmpera convencional (que sempre seguido de revenido), a tmpera

intensiva visa, por si, promover um ndice de tenses residuais igual ou mesmo

superior ao tratamento comum, e isso em uma nica etapa.

A fadiga do material tambm um parmetro de muito estudo, j que se

deve ter, o mais preciso possvel, os parmetros de resistncia do material. Porm,

estes testes tambm demandam um tempo considervel e, industrialmente, torna-se

desvantajoso. Um mtodo proposto por (EDELSON, 1962) otimiza

consideravelmente o tempo de teste de tenacidade fratura, mtodo este utilizado

no presente trabalho.

24

2222. Reviso da literatura. Reviso da literatura. Reviso da literatura. Reviso da literatura

Apesar do pleno desenvolvimento de materiais nos campos de polmeros,

cermicos e compsitos, o uso de metais atualmente ainda considervel e, em

muitos casos, insubstituvel, dadas as qualidades que esse material apresenta em

termos de resilincia, condutibilidades trmica e eltrica, plasticidade etc., seja pelo

uso de um ao comum ou de uma liga complexa (CAMPOS FILHO, 1981).

No h uma preciso de quando o homem descobriu o processo de tratar

o metal para melhor-lo, porm h indcios de que os egpcios j tratavam metais

por volta de 900 a.C., e os chineses j tinham tcnicas de tratamento por volta de

200 a.C. (AO, 2011).

As propriedades dos aos so influenciadas basicamente por mudanas

na composio qumica e por condies de processamento, como tratamento

trmico, por exemplo, sendo pois importante conhecer o mtodo mais adequado de

resfriamento para a obteno das propriedades mecnicas desejadas (LIIC,

2010).

2222.1. Fundamentos de tratamento trmico .1. Fundamentos de tratamento trmico .1. Fundamentos de tratamento trmico .1. Fundamentos de tratamento trmico

Define-se tratamento trmico como um conjunto de operaes de

aquecimento e resfriamento do metal, com controle acurado de tempo, temperatura,

atmosfera e velocidade de aquecimento e resfriamento, com o objetivo de modificar

a estrutura fsica do material, conferindo-lhe propriedades e caractersticas

especficas (CHIAVERINI, 1971). Programando-se adequadamente o tratamento

trmico, benefcios diversos so obtidos tais como remoo de tenses internas;

aumento ou diminuio da dureza; aumento da resistncia mecnica; melhora da

usinabilidade; melhora da resistncia ao desgaste; melhora nas propriedades de

corte; melhora na resistncia corroso; modificao das propriedades eltricas e

25

magnticas. Todas estas modificaes, porm, dependem primordialmente da

concentrao de carbono e a presena e concentrao de elementos de liga no ao

tratado (CHIAVERINI, 1971).

Um tratamento trmico no consegue suprir todas as necessidades de

engenharia. Ao se tratar uma pea para melhorar a ductilidade, simultaneamente

obtm-se queda nos valores de dureza e resistncia trao. Assim, deve-se avaliar

criteriosamente o tratamento escolhido a fim de exaltar as caractersticas desejadas,

ao mesmo tempo em que apenas se minimizam as indesejadas (CHIAVERINI,

1971).

(CHIAVERINI, 1971) elenca diversos fatores que influenciam na qualidade

do tratamento trmico, aqui brevemente descritos:

- Aquecimento: fator mais usado para modificar a estrutura do gro e/ou

aliviar tenses. Deve-se sempre estar atento ao tempo de aquecimento, para evitar o

crescimento dos gros alm do tamanho desejado;

- Tempo de permanncia temperatura de aquecimento: fator que

influencia na dissoluo de impurezas e tamanho de gro. Deve-se sempre optar

pelo menor tempo possvel de permanncia, aps homogeneizao da temperatura

em toda a pea.

- Resfriamento: existem dos meios mais brandos (no prprio forno

desligado) aos mais severos (soluo salina com agitao severa). O modo de

resfriamento determinante na formao dos produtos finais da transformao

austentica.

- Atmosfera do forno: a atmosfera do forno tem que ser controlada por

dois motivos. Primeiro, para evitar oxidaes e descarbonetao; segundo, para

acrescentar na superfcie do material algum composto desejado (cementao, por

exemplo);

Das tcnicas de tratamento trmico, as de interesse para este trabalho

so a tmpera convencional e a tmpera intensiva. A tmpera consiste no

aquecimento do ao at temperatura acima da zona crtica, seguido de um

resfriamento que permita que se atinja a temperatura MS sem que transformaes

governadas por difuso (perlita, bainita, ferrita, cementita) sejam obtidas. Isso pode

ser observado nos diagramas TTT, que servem de base para a determinao dessa

velocidade de resfriamento.

26

Os meios mais comuns de resfriamento vo desde ar forado (mais

brando) at salmoura com agitao violenta (mais drstico). O que vai definir o meio

de tmpera o resultado final que se deseja na pea (COLPAERT, 1974; REED-

HILL, 1982). A este mtodo, naturalmente, dar-se-, posteriormente, maior nfase

terica.

2222.1.1. Martensita como produto da tmpera .1.1. Martensita como produto da tmpera .1.1. Martensita como produto da tmpera .1.1. Martensita como produto da tmpera

Martensita a estrutura metaestvel obtida durante a transformao da

austenita, no processo de resfriamento rpido do ao. Em tal processo, a difuso do

carbono interrompida e a estrutura assume uma configurao cristalina

denominada tetragonal de corpo centrado (TCC), diferente da esperada em um

processo lento de resfriamento. A estrutura TCC advm das tenses criadas pela

presena de excesso de carbono nos stios octadricos da estrutura cbica de corpo

centrado original, o que fora o parmetro c a aumentar de tamanho (KRAUSS,

1977). A estrutura passa ento de uma cbica convencional para uma cbica com

distoro em uma aresta. A Figura 1 ilustra este deslocamento:

(adaptado de KRAUSS, 1997, pg. 44) Figura 1 Estrutura cristalina TCC da martensita em aos

27

A estrutura TCC passa por um mecanismo de cisalhamento. Devido ao

rpido resfriamento, o carbono no se move pela rede de forma aleatria, mas de

uma forma ordenada e simultnea, fazendo a rede distorcer em uma direo e,

consequentemente, contrair nas direes normais primeira. Tais alteraes

produzem uma deformao plstica que levam a martensita a assumir duas formas,

conhecidas como martensita em forma de ripas (martensita lath) e martensita em

forma lenticular ou de agulhas (martensita plate), que se formam em funo da

composio qumica do ao (KRAUSS, 1977). A figura 2 ilustra esse fenmeno:

Todo esse processo faz da martensita uma estrutura dura e ao mesmo tempo

frgil. Para corrigir esta fragilidade, reaquece-se a pea a temperaturas subcrticas

previamente estudadas para promover o alvio de tenses, acertar os nveis de

dureza, readquirir propriedades de escoamento e resistncia desejveis, apresentar

tenses residuais consideravelmente menores, apresentar tambm uma substancial

melhora em suas propriedades de alongamento (aumento da resilincia) e, tambm,

a reverso de um reticulado instvel para um reticulado estvel (CCC). Alm disso,

promove a precipitao e crescimento de partculas de carbonetos, muitas vezes

desejadas. Este processo ps tmpera definido como revenimento (CHIAVERINI,

1971; COLPAERT, 1974).

Em geral, os aos sofrem mudana de volume quando passam pela

tmpera e revenimento. No processo de tmpera o material tende a expandir o

(KRAUSS, 1997, pg. 45) Figura 2 - Esquema de cisalhamento e de inclinao

da superfcie associada formao de uma placa de martensita.

28

volume (dadas as tenses criadas), enquanto que no revenimento, esse volume se

contrai a um volume ligeiramente maior que o original antes da tmpera. Essa

variao decorre das transformaes em constituintes mais estveis, tanto da

martensita (de como-temperada para revenida), como da austenita retida. De

qualquer maneira, a prpria estrutura cristalina da martensita no permite que o

material retorne ao volume original de quando estava austentico. Esta modificao

em volume, promovida pela transformao martenstica, uma das responsveis

pelo aumento no potencial de distoro e trincamento, normalmente associado ao

processo de tmpera (BARREIRO, 1985).

As temperaturas de aquecimento na tmpera so variveis com o teor de

carbono do ao. Assim, seguindo-se o diagrama ferro-carbono dos aos (Figura 3),

escolhem-se temperaturas 40C a 60C acima da temperatura crtica (A3 para aos

hipoeutetides e ACM para aos hipereutetides) para efetuar o tratamento

(BARREIRO, 1985).

(CALLISTER, 2012)

Figura 3 Parte do diagrama ferro-cementita, correspondente composio de aos, evidenciando as linhas consideradas para tratamentos trmicos (A1, A3 e ACM)

Uma vez austenitizado de maneira homognea, o componente de ao

ento resfriado rapidamente para que a transformao em martensita ocorra. H

uma velocidade crtica para cada tipo de ao, descrita em diagrama TTT.

Resfriamentos realizados com velocidades menores que a crtica produzem

estruturas no desejveis para uma pea dita temperada (bainita, perlita etc.)

(BARREIRO, 1985).

29

O diagrama TTT (temperatura-tempo-transformao) foi idealizado pelos

metalurgistas Bain e Davenport, da United States Steel Corporation Research

Laboratory. Este diagrama, tambm sendo conhecido como diagrama TI

(transformao isotrmica) ou curva S (pela sua forma caracterstica) mostra, para

cada temperatura, o tempo necessrio para que se inicie e se complete a

transformao isotrmica da austenita em outros constituintes (KRAUSS, 1977;

BARREIRO, 1985).

A figura 4 mostra a curva TTT caracterstica para o ao SAE 5160, objeto

de estudo desse trabalho:

A anlise dessa curva TTT mostra que possvel obter martensita na

pea quando o resfriamento for feito em tempos menores do que cinco segundos,

desde que a temperatura MS seja atingida. Embora essas discusses estejam sendo

feitas sobre um diagrama IT (TTT), o mais correto seria apresentar a curva CCT

(curvas de resfriamento contnuo), que descreveria com maior preciso estes

parmetros. No entanto, para os propsitos deste trabalho, as curvas IT se mostram

suficientes.

2222.1. .1. .1. .1. 2222. Tmpera convencional e tmpera intensiva. Tmpera convencional e tmpera intensiva. Tmpera convencional e tmpera intensiva. Tmpera convencional e tmpera intensiva

Partindo dos fundamentos tradicionais dos processos de tmpera, desde

a dcada de 1920 metalurgistas vm pesquisando sobre o que aconteceria com

elevadas taxas de resfriamento no processo de tmpera que, embora o aumento nas

taxas de resfriamento traga o aumento no potencial de trincamento e distoro, aps

(CHANDLER, 1995, modificado, pg. 419)

Figura 4 Diagrama TTT para ao SAE 5160

30

certa taxa de resfriamento h uma diminuio nesse. Em 1964, Kobasko publicou

uma extensa srie de artigos confirmando estes estudos e formalizando o processo

hoje mundialmente conhecido por tmpera intensiva Intensive Quenching , que

conta com a validao no s por testes de laboratrio, mas tambm por

sofisticadas simulaes computacionais. Kern reportou em 1986 que peas de Ford

T e Rolls Royce foram tratadas com processos de tmpera em salmoura, o que de

certa forma caracterizava tmpera intensiva. No fim da dcada de 1960 e incio da

dcada de 1970, vrias patentes surgiram estudando qual seria a taxa crtica de

agitao para os vrios meios de tmpera, tendo Morio reportado nessa poca o

uso do j reconhecido Fator de Grossmann (Severidade de Tmpera) como uma

maneira de caracterizar a IT. Alm deste fator, a uniformidade da tmpera tambm

comeou a ter papel principal na construo dessa teoria (CANALE, 2007; TOTTEN,

2011).

O fator de Grossmann uma relao entre o coeficiente de transferncia

de calor entre o material e o meio de arrefecimento(h), e a condutibilidade trmica do

material (k), tendo-se ento a relao:

H = k

h

2,

A Tabela 1 mostra alguns valores de H (fator de Grossmann) ilustrando a

influncia do meio e da agitao na severidade de tmpera:

Tabela 1 Fator de Grossmann de severidade de tmpera para vrios meios de tmpera, segundo a agitao

Agitao leo gua salmora

Nenhum 0.25-0.30 0.9-1.1 2.0

Suave 0.30-0.35 1.0-1.1 2.0-2.2

Moderado 0.35-0.40 1.2-1.3

Bom 0.40-0.50 1.4-1.5

Forte 0.50-0.80 1.6-2.0

Violento 0.8-1.1 4.0 5.0

(KOBASKO, 2003)

Considera-se que a tmpera comum ocorre em meios que podem ser

classificados desde sem agitao (em leo, com Fator de Grossmann 0,25-0,30) at

agitao violenta (em salmoura, com Fator de Grossmann 5,0), e o que define a

tmpera intensiva o meio de tmpera e a agitao conseguirem um Fator de

31

Grossmann acima de 6,0. Mais do que isso, alis, esse fator de Grossmann deve

obrigatoriamente associar-se a isso a obteno de uma alta taxa de tenses

superficiais compressivas (TOTTEN, 2010).

Segundo (TOTTEN, 2010), diversos fatores devem ser considerados para

que a associao citada seja feita, dentre eles: taxa de agitao; uniformidade de

movimento; temperatura e composio do meio de resfriamento; geometria e tempo

de imerso da pea.

Como citado, um dos principais fatores que contribui para a tmpera

intensiva a taxa de agitao. (BECK, 1985) mostra que o aumento nas taxas de

resfriamento de componentes em ao, especialmente na regio de transformao

martenstica, potencializa o risco de formao de trincas, nos processos usuais de

tmpera. Porm, os estudos de Kobasco comprovaram que o aumento das taxas de

resfriamento a valores muito acima dos usuais mostraram-se eficientes na reduo

das probabilidades de trinca nas peas de ao conforme j comentado e mostrado

na Figura 5. Alm disso, a alta taxa de agitao no processo de tmpera intensiva

mostrou-se eficiente na reduo dos processos de distoro das peas e no

melhoramento das propriedades mecnicas principalmente resistncia fadiga

em funo das tenses residuais criadas no processo (KOBASCO, 1964; ARONOV,

2002). Abaixo, a Figura 4 ilustra esse fenmeno:

Durante a tmpera convencional, a martensita se forma na seo mais

fina do componente, pois o resfriamento a uma menor distncia da superfcie mais

rpida, formando martensita na superfcie e depois no centro. Em um determinado

(KOBASKO, 2010, pg. 136) Figura 5 Efeito da taxa de resfriamento dentro da faixa de martensita em rachaduras em amostras cilndricas de 6 mm de dimetro, feito de

ao 40Kh (0,42%C, 0.60%Mn, 0,28%Si, 0,95%Cr, 0,25%Ni)

32

momento, embora a transformao martenstica possa ter ocorrido inteiramente nas

sees mais finas, nas regies mais espessas observa-se que o incio da

transformao martenstica ainda no ocorreu. Como o volume especfico da

martensita maior do que o da austenita remanescente (em aos com 1% de

carbono na temperatura ambiente, a transformao da austenita em martensita

provoca um aumento de volume de 4,3%) haver uma variao heterognea do

volume das seces, sendo que a mais fina se expande enquanto que a mais

espessa se contrai, devido ao resfriamento, at que tambm se transforme em

martensita, resultando em tenses que geram distores e possveis trincas (SILVA,

2008; KOBASKO, 2002).

Sabe-se que a capacidade de resfriamento obtido por tmpera depende

essencialmente de um parmetro denominado densidade crtica de fluxo de calor.

Este parmetro leva em conta a formao de filme de vapor e nucleao de bolhas

durante o processo de resfriamento, assim como o equilbrio obtido entre a

temperatura de aquecimento do meio de tmpera e a de resfriamento da pea em

processo de resfriamento. Para entender este fenmeno, pode-se olhar para um

processo de tmpera convencional em gua. Quando uma pea imersa na gua,

dada a grande diferena de temperatura desta para a pea, ocorre a ebulio da

gua em sua superfcie. Esta ebulio se d a uma taxa to alta que provoca a

formao de um filme de vapor que envolve toda a extenso da pea por um dado

tempo. Este filme de vapor funciona como uma isolao que diminui

consideravelmente a troca de calor entre a pea e a gua, pois cria uma resistncia

trmica. Tal processo no passvel de controle e extino, sendo apenas minorado

pela adio de determinados sais e solues na gua. Este filme de vapor comea a

colapsar e, em seguida, d-se a intensa formao das bolhas na superfcie de todo o

material, fenmeno que possibilita o aumento substancial da troca de calor entre

pea e gua. O prximo estgio reflete a diminuio do gradiente de temperatura,

estgio este caracterizado pela maior taxa de extrao de calor durante o processo

de resfriamento. Pode-se tambm observar um outro fenmeno de extrao de calor,

denominado processo de transferncia de calor por conveco. Tal processo ocorre

pois a condutividade trmica de um slido maior do que um lquido que por sua

vez maior do que a de um gs. A conveco ocorre sempre que um fluido escoar

sobre uma superfcie slida que est a uma temperatura diferente do fluido. Se o

movimento do fluido for induzido artificialmente, por alguma fora externa, diz-se que

33

a transferncia de calor se processa por conveco forada. Se o movimento do

fluido resultar dos efeitos da ascenso provocada pela diferena de densidade

causada pela diferena de temperatura no fluido sobre a superfcie, a transferncia

de calor chamada de conveco natural. Tal processo mostra-se como o modo

menos intenso de extrao de calor durante os processos de tmpera convencional,

e ser abordado quando da apresentao, adiante, do nmero de Biot (LIIC,

2010; KOBASKO 2002; SCHMIDT, 2006).

Uma vez que a taxa de resfriamento atinge a mxima taxa de conduo

de calor da pea, possibilita-se que a formao da camada martenstica seja

uniformizada no entorno da pea. Essa pequena casca endurecida cria altas

tenses compressivas, o que resulta em menores distores e menor possibilidade

de formao de trincas (KOBASKO, 2002). A Figura 5 reflete tal explanao:

(TOTTEN, 2002)

Figura 6 Formao de martensita durante a tmpera: a)Tmpera convencional b)Tmpera Intensiva

A formao das tenses compressivas superficiais pode ser assim

explicada: para um componente cilndrico de ao, assume-se que este seja

constitudo por uma fina camada composta por segmentos de materiais, como em

uma cebola, unidos por meio de elementos mola e um ncleo de material macio

(Figura 7) (KOBASKO, 2002).

34

(ARONOV, 2002a) Figura 7 Modelo para condies superficiais durante a Tmpera Intensiva

Aquece-se o componente cilndrico acima da temperatura . Neste momento, admite-se que as molas estejam totalmente distendidas, ou seja, no h

tenso entre os segmentos ( = 0, Figura 7a). Ao iniciar o resfriamento, as camadas externas diminuem de temperatura mais rapidamente que o ncleo, resultando na

contrao dos segmentos. Neste momento, para compensar a contrao nos

segmentos de mola na superfcie da camada, durante o resfriamento, a mola sofre

expanso, de modo a representar as tenses trativas causadas pela variao

trmica (Figura 7b).

No momento em que a camada superficial atinge a temperatura de incio

da transformao martenstica, , os segmentos austenticos da superfcie se transformam em martensita, provocando determinada expanso dos elementos da

camada superficial. Desta forma, h contrao dos elementos mola, representando o

desenvolvimento das tenses compressivas superficiais (Figura 7c). de suma

importncia ressaltar que, durante a tmpera intensiva, a camada superficial do

componente atinge a temperatura de incio de transformao martenstica, , de modo extremamente rpido, sendo que o ncleo do componente ainda se encontra

praticamente na temperatura de austenitizao inicial. Na medida em que o

resfriamento continua, o ncleo reduz de temperatura e contrai paulatinamente

(Figura 7d). Esta contrao denominada de contrao de pr-transformao de

fase. A estrutura metaestvel formada na camada superficial muito resistente a

ponto de resistir variao trmica e evitar grandes distores. A contrao do

35

ncleo austentico promove um aumento nas tenses superficiais, visto que o

momento em que h maior tenso compressiva aplicada aos elementos mola. Note

que no h separao entre o ncleo e a camada superficial como mostrado na

Figura 7d, pois a estrutura austentica encontra-se no estado limite de escoamento,

a ponto de se deformar para manter a continuidade do componente quando as

tenses entre superfcie e o ncleo excedem a tenso de escoamento.

O modelo de sucessivas camadas concntricas possibilita uma melhor

compreenso desse fato, j que no existe apenas um ncleo, mas sim uma srie

de camadas. Se houver a continuidade do processo de tmpera intensiva, haver

transformao martenstica no ncleo, consequentemente, haver expanso no

sentido de empurrar a camada superficial para fora (Figura 7e). A parte do ncleo

expandida causa diminuio das altas tenses compressivas superficiais, mas no

sua eliminao (ou seja, causa certa expanso dos elementos mola, entretanto

mantendo tenses compressivas).

No caso de a tmpera intensiva ser cessada exatamente no momento em

que as tenses compressivas superficiais atingirem o mximo valor (Figura 7d, basta

retirar o componente do rpido resfriamento uniforme), a transformao martenstica

no ncleo tambm cessa, dando lugar a transformao da austenita em fases

intermedirias como bainita, ferrita, perlita, etc. (Figura 7f). Pelo fato de estas fases

intermedirias possurem menor volume especfico do que o ncleo martenstico,

haver tenses compressivas superficiais maiores do que quelas que resultariam

se o resfriamento no fosse interrompido e houvesse transformao martenstica no

ncleo (ARONOV, 2002a; KOBASKO, 2002; FREBORG, 2003).

A Figura 8 evidencia possveis valores de tenses para os casos de:

tmpera intensiva com parada no momento em que se obtm maior tenso

superficial compressiva (Curva I), tmpera intensiva com resfriamento completo

(Curva II) e tmpera convencional (Curva III). importante notar que a criao de

tenses residuais compressivas na superfcie, mesmo quando apenas parte da pea

temperada, contrasta com a tmpera convencional, na qual as tenses residuais

na superfcie so geralmente nulas ou trativas, quando a parte completamente

temperada. Isso acontece porque na tmpera convencional a temperatura do ncleo

permanece um pouco acima da Ms, no momento da formao da martensita na

camada superficial. Neste caso, a fase de encolhimento do ncleo insignificante

36

comparado com o mesmo fenmeno na tmpera intensiva (figura 7d), o que no

compensa a subsequente expanso do ncleo. Na tmpera convencional, a parte do

ncleo sofre maior expanso do que a pr-fase de encolhimento durante a

transferncia trmica (figura 7b). Portanto, aps a tmpera convencional, o ncleo

inchado empurra a massa para a superfcie, criando nesta tenses trativas (as

molas entre os segmentos se expandem, figura 7b e curva III na figura 8).

Em uma pea real, esse fenmeno se repete pelas camadas at que a

pea como um todo seja resfriada em temperatura abaixo da Mf, transformando

assim austenita em martensita camada a camada. Uma vez que a casca

superficial est de acordo com o programado, interrompe-se a tmpera intensiva

permitindo que continue o resfriamento tambm camada a camada, por conduo.

Essa conduo trmica, sendo uniforme e rpida, pode promover estruturas mistas

no ncleo, e altas taxas de tenso residual compressivo na superfcie, fenmeno

confirmado tanto por simulaes computacionais quanto por exames de raios-X na

superfcie (TOTTEN, 2002; ARONOV, 2002a; TOTTEN, 2006; LBBEN, 2010;).

A Figura 9 evidencia o resfriamento das camadas:

(ARONOV, 2002a) Figura 8 Tenso versus Tempo para diferentes condies de tmpera

37

Para obter as propriedades timas almejadas necessrio resfriar

uniformemente com taxas de resfriamento contidas na zona de resfriamento

intensivo (KOBASKO, 1992a). Como evidenciado em algumas referncias, h na

literatura inmeros exemplos da utilizao dessa tcnica trazendo melhorias nas

propriedades mecnicas obtidas pela formao das tenses residuais superficiais

(KOBASKO, 2005; KOBASKO, 2005a). Um exemplo evidenciado na Figura 10,

comparando as tenses residuais obtidas por meio da tmpera em leo e da

tmpera intensiva. Neste caso, o aumento das tenses residuais compressivas de -

18 MPa para -613 MPa possibilitou um aumento na resistncia fadiga de 33%.

(ARONOV, 2002a)

Figura 9 Vista de topo do cilindro (camadas concntricas)

(KOBASKO,2010) Figura 10 - Tenses residuais superficiais para o ao AISI 9259 (ao-mola)

38

2222.1.3.1.3.1.3.1.3. Fator de Kondratjev e Nmero de Biot. Fator de Kondratjev e Nmero de Biot. Fator de Kondratjev e Nmero de Biot. Fator de Kondratjev e Nmero de Biot ((((KOBASKO, 2010)KOBASKO, 2010)KOBASKO, 2010)KOBASKO, 2010)

Dois outros importantes fatores devem ser considerados, para que a

descrio dos processos de tmpera intensiva sejam compreendidos: fluxo de gua

a alta velocidade e uniforme na superfcie do componente. Assim, deve-se tambm

explanar sobre o nmero de Biot, e o fator de Kondratjev.

O fator de Kondratjev fundamental para calcular os parmetros no-

estacionrios para a formao dos filmes de vapor e nucleao das bolhas de vapor.

O fator de resfriamento para um corpo homogneo e isotrpico, de

qualquer geometria, com valores finitos de coeficiente de transferncia de calor,

proporcional rea de superfcie e inversamente proporcional capacidade

calorfica. Esta deduo o Primeiro Teorema de Kondratjev. Um Segundo Teorema

de Kondratjev implica o uso do nmero de Biot, que ser discutido mais adiante. Por

agora, apenas enuncie-se que este Segundo Teorema implica em mostrar que o

nmero de Biot tende ao infinito, e que o fator de resfriamento m torna-se

diretamente proporcional difusividade trmica do material. Tem-se pois:

= (1)

A determinao do fator de Kondratjev K baseada no Segundo Teorema

de Kondratjev (equao 1). A taxa de resfriamento m, para um coeficiente finito de

transferncia de calor, tendo um fator m para um Bi , chamado de Nmero de

Kondratjev Kn, dado por:

= (2)

Kn um valor fundamental para a determinao da transferncia de calor

em um corpo qualquer, em um processo de transferncia regular. (KOBASKO 2003)

prope uma srie de funes para calcular o fator de Kondratjev, segundo a

geometria da pea. Algumas funes esto descritas na Tabela 2:

39

Tabela 2 Funes para clculo analtico do fator de Kondratjev (K)

Formato

Placa infinita, espessura R2 2

24

R

Cilindro infinito

783.5

2R

Esfera

2

2

R

Placa infinita, com dimenses:

321 ,, LLL

++

2

3

2

2

2

1

2 111

1

LLL

Cubo

2

2

3

L

Cilindro finito, altura: Z

2

2

2

783.5

1

ZR

+

(KOBASKO, 2010, modificado, pg. 95)

A transferncia de calor durante o resfriamento analisado por meio do

adimensional de Biot (Bi):

= . h: Coeficiente de transferncia de calork: Condutividade trmica do metal r: raio do cilindro

que pode ser entendido como:

Bi = C234562 39 :;6@5 A2 62=

40

5% de erro estar presente quando pressupe-se um modelo discreto de

capacitncia de transferncia de calor transiente (tambm chamado de anlise

discreta de sistema).

Normalmente este tipo de anlise leva a um comportamento exponencial

simples de aquecimento ou resfriamento (aquecimento ou resfriamento

"Newtonianos") uma vez que a quantidade de energia trmica (vulgarmente,

quantidade de "calor") no corpo diretamente proporcional a sua temperatura, a

qual por sua vez determina a taxa de transferncia de calor para dentro ou para fora

dele. Isso leva a uma simples equao diferencial de primeira ordem que descreve

a transferncia de calor nestes sistemas. Tendo-se um nmero de Biot menor que

0,1 caracteriza uma substncia como "termicamente fina", e o calor pode ser

considerado constante em todo o volume do material. O oposto tambm

verdadeiro: Um nmero de Biot maior que 0,1 (uma substncia a "termicamente

espessa") indica que no se pode fazer esta pressuposio, e equaes de

transferncia de calor mais complicadas para "transferncia de calor transiente" iro

ser requeridas para descrever o campo de temperatura variante no tempo e no

espacialmente uniforme dentro do corpo material (BERGMAN, 2011; PARRY, 1985;

GEBHART, 1993).

Para relacionar de modo mais acurado o nmero de Biot com a forma e o

tamanho, utiliza-se o nmero de Biot Generalizado (Bi4):

Bi4 = CD L = CD K GSVJ (3)

sendo:

K = fator de forma de Kondratjev

S = rea de superfcie do corpo de prova

V = volume do corpo de prova

Para um cilindro infinito com altura z:

K = G =KL,NO + QKR,ONJ (4)

41

Outra forma de anlise pelo nmero de Kondratjev ():

K3 = Bi4 = B@UVWB@UKXY,ZNB@UXY[ ; (5)

= T^____`TTU____`T (6) em que

: Critrio de campo no uniforme T:d : Temperatura mdia da superfcie T4d : Temperatura mdia do volume T: Temperatura do fluido de tmpera

H como se determinar e por meio do nmero de Biot Generalizado:

= YVWB@UKXY,ZNB@UXY[ (7)

As equaes indicam que:

i) Se Bi4 0, 1 e T:d T4___, isso significa que o campo de temperatura no corpo de prova que est sendo temperado uniforme.

ii) Se Bi4 , 0 e T:d T , isso significa que a temperatura da superfcie do corpo de prova que est sendo resfriado a mesma que o

fluido de tmpera. Para conseguir tal fato, a quantidade de calor

relativamente alta que est sendo liberada da superfcie necessita ser

retirada pelo fluido de tmpera, portanto necessitando de altas taxas no

s de agitao, mas de volume de fluido.

iii) Se houver um rpido resfriamento na superfcie pode-se assumir que a

temperatura no centro do corpo de prova mantm-se praticamente

inalterada. Isto necessrio para atingir as mximas tenses

compressivas superficiais, pois haver transformao da austenita para

fases intermedirias.

Alguns resultados obtidos por meio de modelagem do processo de

tmpera intensiva mostraram que conforme a tmpera intensiva prossegue,

42

primeiramente, h um aumento das tenses residuais trativas para, posteriormente,

diminurem. Em mdia, com valores acima de 6 para o nmero de Biot, essas

tenses tornam-se compressivas e o patamar encontra-se para valores acima de 18,

conforme mostra a Figura 11 (ARONOV, 2008). Observou-se que aos ligados

submetidos tmpera intensiva no continham trincas de tmpera, fato este,

explicado pelas altas tenses compressivas dos componentes resfriados (ARONOV,

2008; KOBASKO, 1983; GANIEV, 1987).

(LIIC, 2010, pg. 530)

Figura 11 - Tenses residuais circunferenciais versus nmero de Biot.

Alguns critrios foram estabelecidos para que se caracterizasse tmpera

intensiva, dentre eles: para a mxima tenso compressiva suficiente encontrar a

seguinte condio: 0,8 k l k 1 (Kn o nmero de Kondratjev) (ARONOV, 2008; DAMING, 1990; KOBASKO, 1985); nmero de Biot para mxima tenso

compressiva: Bi4 (ARONOV, 2008; DAMING, 1990; KOBASKO, 2003a; CANALE, 2007; CANALE, 2007a).

2222.1.4. Mtodos de tmpera intensiva.1.4. Mtodos de tmpera intensiva.1.4. Mtodos de tmpera intensiva.1.4. Mtodos de tmpera intensiva

A literatura reporta trs mtodos de tmpera intensiva: IQ1, IQ2 e IQ3,

sendo IQ intensive quenching. No processo de IQ1, h um processo de

resfriamento em duas etapas, que usado geralmente para aos de mdia e alta

liga. Em um primeiro estgio de resfriamento, parte da pea lentamente resfriada

da temperatura de austenitizao at a temperatura de incio de transformao

43

martenstica, Ms. Nesta fase, o gradiente de temperatura, ao longo da seco

transversal da pea, insignificante. Ento, pode-se assumir que a temperatura em

todo o interior da pea igual temperatura Ms de incio da segunda fase de

resfriamento. Na segunda etapa, ocorre um resfriamento intenso dentro da faixa de

transformao martenstica. Jatos intensos de gua ou de soluo aquosa so

dirigidos pea, promovendo altas taxas de resfriamento, provocando assim as

tenses compressivas sobre a superfcie. Essa superfcie comprimida tende a

compensar a distoro obtida na primeira fase, lenta, e tambm ajuda a promover

um fortalecimento ou um superfortalecimento do material. Entretanto, uma

desvantagem do processo IQ1 que na primeira etapa so utilizados leos ou

solues polimricas em altas concentraes (na faixa de 20 a 25%), e a segunda

fase de resfriamento deve ento ser efetuada em cmara separada. Essa quebra

no procedimento compromete a qualidade da tmpera intensiva, alm de encarecer

o processo (ARONOV, 2002a; TOTTEN, 2002).

J o processo IQ2 ocorre em trs etapas. A primeira etapa caracterizada

por um rpido resfriamento, no qual ocorre a nucleao de bolhas e o incio de

formao de um filme de vapor sobre a superfcie. Na segunda etapa ocorre um

resfriamento mais lento, ao ar. Na terceira etapa, promove-se um resfriamento por

conveco no prprio tanque de tmpera. Neste mtodo, minimiza-se a criao do

filme de vapor, para evitar trincas e distores. Essa a razo pela qual no se

utiliza gua pura como meio de tmpera, mas solues salinas ou solues

polimricas, em baixas concentraes. Essas solues, anionicamente carregadas,

promovem a quebra desse filme de vapor, cationicamente carregado (pois, durante o

aquecimento, o metal tende a liberar cargas positivas, que se transferem para o filme

de vapor). Assim, o alto fluxo da soluo aninica sobre o filme catinico promove a

quebra deste. Nesta fase, note-se que o fluxo requerido menor do que o descrito

no processo IQ3, porm maior que o fluxo do IQ1 (KOBASKO, 2003).

na primeira fase de resfriamento desse processo que se nota a

formao da camada martenstica, geralmente calculado e acompanhado segundo o

diagrama CCT ou TTT do metal tratado. Procura-se interromper o aquecimento

quando da formao de 50% de martensita na estrutura, permanecendo esta

camada com certa plasticidade. Aps esta interrupo, o resfriamento da pea

continuando ao ar promove uma equalizao da temperatura por toda a seco

44

transversal. Alm disso, nesta segunda etapa que as tenses residuais

compressivas so formadas. O resfriamento ao ar tambm possibilita um auto-

revenido, que elimina as possibilidades de trinca. Na terceira fase, retorna-se a pea

ao banho de tmpera para continuar um resfriamento por conveco, lento,

controlando assim a formao das estruturas no ncleo da pea. Uma deficincia do

processo IQ2 que a temperatura do banho nem sempre coincide com a

temperatura necessria para a formao da martensita (ARONOV, 2002a; TOTTEN,

2002).

O mtodo IQ3 o mais eficiente para a criao de tenses superficiais

compressivas ao longo da geometria, em profundidades ideais, j que o que

promove maior superfortalecimento da camada tratada, assim tendo o melhor

custo/benefcio. Este mtodo envolve uma nica etapa de resfriamento intensivo, em

contraste com as vrias etapas dos processos IQ1 e IQ2. Quando o mtodo IQ3

aplicado, o resfriamento superficial da pea to rpido e o fluxo da gua (ou

solues) to severo que impede ou minimiza consideravelmente a formao de

bolhas ou camada de vapor, e a transferncia de calor do ncleo superfcie ocorre

unicamente por conveco. Portanto, o resfriamento por conveco direta a chave

para o processo de IQ3. Nele, o resfriamento intensivo contnuo e uniforme sobre a

superfcie de toda a pea, at que os valores de tenses residuais compressivas

atinjam valores considerados timos (mximos), promovendo pois uma profundidade

de tmpera tima (ideal). Na prtica, existem trs grandes problemas para

implementar este mtodo. O primeiro que nem sempre possvel implementar a

taxa de fluxo ideal para resfriar uniformemente toda a superfcie, especialmente para

peas com geometria complexa. Segundo, a tmpera de peas relativamente finas,

com espessuras da ordem de 0,6mm tem por dificuldade fornecer o gradiente de

temperatura ideal para obter uma camada 100% martenstica na superfcie da pea,

ao mesmo tempo em que o ncleo permanece austentico. Para tais peas, o fluxo

de gua precisa ser muito alto e o tempo para interrupo do banho muito curto (um

segundo ou menos), por vezes impraticvel. Finalmente, o mtodo IQ3 tem como

limitante a aplicao em lotes, uma vez que impossvel fornecer o fluxo ideal em

toda a pea quando aplicado em batelada. Para estes casos, talvez o IQ2 atenda

melhor os propsitos (ARONOV, 2002a; TOTTEN, 2002).

A Figura 12 abaixo ilustra as zonas de tmpera, segundo a taxa de

resfriamento.

45

(ARONOV, 2002) Figura 12 - Zonas de Tmpera

Valendo-se do perfil de dureza e formao de tenses superficiais

compressivas, o IQ3 o processo mais eficiente, visto que possvel atingir o

superendurecimento da liga com apenas um estgio de resfriamento. Como nos

processos anteriores, existem limitaes, pois difcil produzir uma agitao que

acontea uniformemente em toda a superfcie, principalmente em se tratando de

geometrias complexas (CANALE, 2004; CANALE, 2005). Kobasko estabeleceu um

mtodo para o clculo do coeficiente de transferncia de calor (hD). Este pode ser calculado pela correlao entre o Nmero de Kondratjev (K3) e o Nmero de Biot Generalizado ( Bi4 ). A taxa de resfriamento (Cooling Rate C.R.) pode ser encontrada da seguinte maneira (LIIC, 1992; FERNANDES, 2007):

m. n. = o3pqr`qs`o3pqK`qstK`tr (28) na qual

uY: uvw. xy ywylvlzv v{z| y zvwy zYu}: uvw. xy ywylvlzv v{z| y zvwy z}u: uvwvz~ xy {~xy xv zwv p~s

A partir do valor de C.R., o nmero de Kondratjev ( K3 ) pode ser encontrado:

K3 = C. R. GKJ (29) com

K: Fator de forma de Kondratjev: Difusividade trmica

46

K = =KL,NO ; para a forma cilndrica do caso em estudo (30)

K3 = B@UWB@UKXY,ZNB@UXY[rK (31) tendo

K3: Nmero de Kondratjev Bi4: Nmero de Biot Generalizado

Ento o coeficiente de transferncia de calor obtido:

h = B@UDVKS (33) com

h: coeficiente de transferncia de calork: Condutividade trmica do material V: Volume do corpo de prova S: Area da superficie do corpo de prova K: Fator de forma de Kondratjev

A dureza uma das qualidades primrias juntamente com os indicadores

de propriedades de trao em aos temperados e revenidos. A habilidade que o

banho de tmpera tem de endurecer um tipo particular de ao sob condies

especficas de tmpera tem sido determinado pela avaliao de dureza em cortes

transversais de barras temperadas. Essa habilidade chamada de severidade de

tmpera foi definida primeiramente por Grossmann como sendo (TOTTEN, 1993):

H = C}D (34) com

h: o coeficiente de transferncia de calork: a condutividade trmica do ao

e h e k so funes de temperatura, embora assumidos por Grossmann como

constantes neste estudo.

Embora seja possvel determinar o fator H experimentalmente por imerso

das barras de ao em banho de tmpera, esse processo inconveniente, pois

consome tempo e necessita sacrificar barras de teste de diferentes dimetros. A

menos que haja substancial quantidade de ao de mesma composio qumica e

47

tamanho de gro compatvel em diferentes dimetros, torna-se difcil comparar as

variaes do fator H, por causa das variaes qumicas entre lotes de uma

determinada srie de ao produzir uma disperso de dados. Alm do mais, vrios

aos com diferentes temperabilidades so necessrios para obter a preciso do

teste quando se avalia a gama de variedades de banhos de tmpera envolvendo

leos, gua e solues aquosas. Assim o mtodo a seguir um mtodo alternativo

para determinar o fator H que no envolve caracterizar e sacrificar amostras de

barras de ao. Monroe e Bates descreveram o uso de tcnicas de anlise de curvas

de resfriamento para estimar o fator H. Primeiro, para calcular as curvas de

resfriamento analticas utiliza-se um programa de transferncia de calor por

diferenas finitas (TOTTEN, 1993).

2222.2.2.2.2. . . . Fundamentos tericos de fadiga e teste KFundamentos tericos de fadiga e teste KFundamentos tericos de fadiga e teste KFundamentos tericos de fadiga e teste KICICICIC

Todos os materiais de engenharia so fabricados para terem desempenho

adequado e proporcionarem economia, porm constantemente esto sujeitos a

falhas devido a tenses flutuantes combinadas as caractersticas do material. O

estudo de falhas proporciona a base para desenvolver materiais para aplicaes em

engenharia de forma mais segura. As falhas em materiais metlicos podem ser

estudadas por meio de ensaios de fadiga utilizando carregamento cclico (alto e

baixo ciclos). Os estgios da fadiga dos materiais so trs: nucleao, propagao e

fratura. Diversos exemplos de ocorrncias cclicas podem ser citadas, como vibrao

de pontes, trabalho do leme de um veleiro, pedal de bicicleta, rotao de motores a

combusto. Quanto maior o nmero de ciclos, mais propenso fratura se torna o

material, mesmo novo, j que microtrincas podem se formar durante o seu processo

de fabricao, ou imediatamente aps incio de uso (DOWLING, 2007).

A tenacidade fratura do material indicada pelo smbolo KIC, sendo I o

modo de abertura do corpo de prova e c o valor crtico no momento desta abertura.

Exemplos so ilustrados na Figura 13:

48

(Adaptado de ANDERSON, 1995 e SPINELLI, 2010)

Figura 13 Zonas plsticas formadas nas pontas das trincas.

Na figura (13a) observa-se o modo de fratura trativo, que a condio

para clculo de KIC, na figura (13b) o modo de fratura onde ocorre cisalhamento no

plano entre as faces do corpo de prova tambm chamado de modo II e na figura

(13c) o modo de fratura onde ocorre cisalhamento fora do plano ou modo III.

A tenacidade fratura do material calculada de acordo com a norma

ASTM E399-09e2 como mostra a equao 36:

= (36)

sendo:

KIC a tenacidade fratura do material

F o fator geomtrico da trinca F(a/w)

c a tenso crtica

ac o tamanho crtico de trinca

Esta frmula pode ser usada desde que esteja em conformidade com a

condio:

p s = 2,5 } (37)

Tenso Plana

Deformao plana Tenso Plana

Deformao plana

(a) (b) (c)

49

sendo:

w a espessura

a o tamanho da trinca

KI a tenacidade fratura quando acontece no modo I

y a tenso de escoamento

A tenacidade fratura indica a sensibilidade do material a trincas quando

carregamento estaticamente. Na prtica usado para clculo de tenso residual de

uma estrutura sob as mesmas condies de carregamento. A figura 14 mostra um

exemplo do corpo de prova CT (compact tension specimen) utilizado para ensaios

de KIC.

(SCHIJVE, 2004)

Figura 14 Compact tension specimen, sendo w a espessura, c a distncia do centro do furo at a ponta da trinca e P o carregamento a que o corpo de prova submetido.

Tenacidade fratura a propriedade mais importante quando se avalia a

resistncia total falha devido a sobrecarga em um material o qual possua entalhes

ou trincas (LESKOVEK et. al., 2006)

Caractersticas como dureza no so diretamente proporcionais

tenacidade fratura. Pesquisas realizadas em aos rpidos com a mesma dureza,

porm com microestruturas distintas, apresentaram tenacidade fratura que

variaram de acordo com o tipo de intermetlico presente (LESKOVEK et. al., 2002).

Contudo, no h equaes empricas que confirmem a relao entre tenacidade

fratura e aspectos microestruturais e este fato tem sido a proposta de vrios estudos.

(EDELSON, 1962) apud et. al. (LESKOVEK, 2002) mostraram que em

um ao rpido AISI M2 a quantidade de fases contendo carbetos e incluses no

metlicas influenciaram na tenacidade fratura do material, e propuseram uma

50

equao que calcula a distncia desses carbetos:

x = pY`s V } (38)

tendo

dp a distncia entre carbetos,

Dp dimetro mdio dos carbetos no dissolvidos e

fcarb a frao de volume de carbetos no dissolvidos

Se a fratura controlada por deformao, a tenacidade fratura KIC pode

ser modelada com base nas caractersticas determinadas experimentalmente e na

superfcie de fratura, ou seja, a determinao de KIC se baseia no critrio em que,

para iniciar uma fratura dctil com coalescncia de microvazios, a deformao

plstica local deve exceder um valor crtico ao longo da distncia da microestrutura.

Esta distncia comparada distncia mdia entre partculas (LESKOVEK et. al.,

2002).

Embora as medies de tenacidade fratura sejam normatizadas de

acordo com ASTM D5045-99(2007)e1 e ASTM E399-09e2, essa propriedade

tambm pode ser medida por meio de ensaios com corpos de provas no

normatizados com entalhes circunferenciais e pr trincas usinadas (LESKOVEK et.

al., 2002; LESKOVEK et. al., 2006). Para o caso de ensaio em condies de

deformaes planas, um dimetro mnimo necessrio, mostrando a equao

abaixo a relao:

1,5p s} (39)

sendo

D dimetro externo do corpo de prova,

KIC a tenacidade fratura para condies de deformao plana

y a tenso de escoamento do material

Se o comportamento da fratura linearmente elstica de acordo com

(BUEKER, 1965) apud (LESKOVEK et. al., 2006) a tenacidade fratura pode ser

51

calculada pela equao:

= K p1,27 + 1,72 s (40)

em que

P o carregamento para a falha,

D o dimetro externo do corpo de prova,

d o dimetro do entalhe, ou seja, o dimetro prximo ao ligamento a trinca

Para esta relao ser verdadeira, ela precisa estar de acordo com a

seguinte condio:

0,5 x 0,8 (41)

Um exemplo de corpo de prova no normatizados utilizado para ensaios

de KIC mostrado na figura 15:

(LESKOVEK et. al., 2006)

Figura 15 Entalhe circunferencial e pr trincado por fadiga para ensaios de KIC. As dimenses esto em mm.

A grande vantagem nestes corpos de prova com entalhe circunferencial

em relao ao normatizado CT (compact tension specimen) que permite o estudo

da influncia da microestrutura em materiais metlicos na tenacidade fratura

(LESKOVEK et. al., 2002).

Detalhe

52

3333. Desenvolvimento experimental. Desenvolvimento experimental. Desenvolvimento experimental. Desenvolvimento experimental

3333.1. Materiais e equi.1. Materiais e equi.1. Materiais e equi.1. Materiais e equipamentospamentospamentospamentos utilizadoutilizadoutilizadoutilizadossss

Dois sistemas foram utilizados para realizar os experimentos:

- Aquisitor de dados LabJack, modelo U6-PRO, acoplado a notebook Asus

de alto desempenho. O programa utilizado foi fornecido pela LabJack juntamente

com o aquisitor de dados;

Figura 16 Sistema de aquisio de temperatura e computador utilizados

- Sistema de medio de dureza Rockwell, marca Leco, modelo RT-240;

Figura 17 Equipamento para medio de dureza Rockwell

53

- Sistema de projeto interno do Grupo de Pesquisa em conjunto com a

JDWG, com base em publicaes de Totten et.al.. Possui bomba DAB modelo KPF

30/16M, com potncia nominal de 0,5 HP, capacidade de circulao de 0,6 a 2,16

m3h-1. O tanque tem capacidade de armazenamento de 60 litros;

A maior preocupao foi a formao de um vrtice central que diminusse

substancialmente a agitao neste local. Verificou-se, contudo, que o sistema produz

uma agitao uniforme dentro da cmara. Alm desse parmetro, o projeto tambm

satisfez a condio de velocidade de agitao, conforme diversos estudos realizados

por Totten et.al..

Figura 18 Sistema de tmpera intensiva. No detalhe, by-pass para controle de fluxo.

Trabalhando com esses sistemas, tem-se:

- Forno para aquecimento temperatura de austenitizao, marca EDG,

modelo FI-2;

- Termopar tipo K, com conector-padro tipo K;

54

Figura 19 - Forno com caixa para aquecimento com atmosfera controlada

- Corpos de prova de ao classificao AISI 5160, fabricado pela

ArcelorMittal, cujo certificado de qualidade mostra:

a) anlise qumica (%)

C Mn Si P S Al

0,5780 0,8220 0,2690 0,0118 0,0080 0,0278

Cu Cr Ni Mo N Ceq

0,0259 0,7055 0,0151 0,0028 0,0021 0,8583

b) microincluses, segundo ASTM E45

A Fina A Grossa B Fina B Grossa C Fina C Grossa D Fina D Grossa 2,0 0,0 0,5 0,0 0,0 0,0 2,0 0,0

c) tamanho de gro austentico: 9,0

- Nitrato de sdio (NaNO3) QSP soluo 9%, marca Synth, grau de pureza

analtico, com base em pesquisa realizada por (MESSIAS, 1998).

- leo para tmpera rpida, marca Houghton , TP444 Houghton Quench

KB, com velocidade mxima de resfriamento de 114,16Cs-1 a 590,0C;

- Gs argnio 99,9999% pureza, marca White Martins.

- Mquina de ensaio universal EMIC, carga 10kN;

55

Figura 20 Mquina de ensaio universal. Nos detalhes, o tipo de garra utilizada e o aspecto do corpo de prova

imediatamente fraturado

- Sistema estereoscpico, marca Zeiss, modelo Discovery V8, acoplada a

uma cmera AxioCam ERc 5s, com programa de aquisio de imagens fornecido

pela Zeiss;

Figura 21 Estereoscpio Zeiss de aquisio de imagem

3333.2.2.2.2. Metodologia desenvolvida. Metodologia desenvolvida. Metodologia desenvolvida. Metodologia desenvolvida

O uso de soluo salina teve por finalidade garantir que houvesse a

quebra da camada de vapor, condio necessria para a produo de tmpera

intensiva. (MESSIAS, 1998) evidencia que a concentrao tima de nitrito de sdio

para a maior taxa de resfriamento de 9%. O NaNO3 foi escolhido pois, alm da sua

capacidade de eliminar camada de vapor, um sal pouco nocivo ao ambiente, alm

de ter a propriedade de retardar a oxidao dos componentes metlicos com os

quais mantm contato.

56

Com este j contendo a quantidade necessria de gua (60 litros, de

sua capacidade total de armazenamento), o sal foi adicionado vagarosamente perto

do canal de captao da bomba, com esta ligada, promovendo assim a agitao

necessria para diluio do sal.

Os corpos de prova de ao AISI 5160 foram usinados segundo desenho

fornecido pelo Professor Vojteh Leskovek, conforme Figura 22:

Figura 22 Desenho tcnico de especificao dos corpos de prova utilizados

Antes e aps as tmperas, medidas de dureza Rockwell C foram obtidas

em um total de 120 corpos de prova. A dureza serviu de base para as possveis

obtenes de valores de KIC, alm de ter fornecido indcios de transformao de

fases e comportamento mecnico do material. Escolheram-se pontos aleatrios dos

corpos de prova, conforme mostra a Figura 23. Com este procedimento, espera-se

verificar se h um padro de mudana na dureza em funo da usinagem.

Os corpos de prova foram dispostos em uma caixa metlica com tampa,

com sistema de injeo de gs, e envoltos em limalha de ferro fundido cinzento,

garantindo assim mxima proteo possvel contra descarbonetao, conforme

ilustra a Figura 24. Um termopar foi disposto encostado no entalhe de um dos corpos

de prova, para verificao da temperatura externa deste. O forno foi programado

para atingir a temperatura mxima de 900C, com rampa de aquecimento de

25C.min-1 contnuos.

57

Figura 23 Detalhe da medio de dureza dos corpos de prova. esquerda, disposio do corpo de prova no equipamento; direita, exemplo de local de aferio da dureza

Aps verificar no sistema o alcance da faixa de 905C-910C, manteve-se

este patamar por 25 minutos, a fim de garantir o encharque de todos os corpos de

prova. Durante todo o processo de aquecimento, injetou-se argnio a 2L.min-1,

promovendo assim atmosfera inerte.

Figura 24 disposio dos corpos de prova, sistema de fluxo de argnio (capilar no meio da caixa) e termopar

(24a); cobertura com limalha de ferro fundido; no detalhe, outra maneira de fixar os corpos de prova, de modo a serem pegos unitariamente (24b); caixa fechada pronta para forno (24c). As setas indicam o injetor de gs.

As tmperas intensivas foram feitas com o banho temperatura ambiente.

Seis conjuntos de corpos de prova foram tratados, sendo o primeiro com 1 segundo

de banho, o segundo com 2 segundos, at o quinto, com mergulho de 5 segundos;

logo aps, um conjunto foi resfriado pelo tempo necessrio para alcanar

temperatura ambiente.

As tmperas convencionais foram feitas com leo aquecido a 60C,

58

deixando-se o corpo de prova resfriar at igualar temperatura com o leo.

Em nenhum caso foi feito alvio de tenses, para verificao das tenses

residuais mximas obtidas.

As seguintes condies de testes foram estabelecidas:

- pr-trinca seguida de tmpera convencional

- pr-trinca seguida de tmpera intensiva

Para fazer a pr-trinca, utilizou-se um sistema sugerido pelo Professor

Vojteh Leskovek durante seminrio sobre tenacidade fratura. Uma recartilha foi

montada para promover o avano necessrio nos corpos de prova:

Figura 25 Sistema de recartilha para pr-trinca de corpos de prova

Testes com diversos avanos foram feitos, chegando-se a um avano de

1,0mm, a uma rotao de 1180 rpm, durante 5 minutos, como o ideal para promover

a pr-trinca desejada:

Figura 26 Corpo de prova aps produo da pr-trinca. As setas indicam a localizao da pr-trinca. Aumento

de 80x.

59

Em seguida aos tratamentos trmicos, os corpos de prova foram

analisados por raios-X, para comprovar a existncia de tenses residuais

compressivas, caracterizando-se assim a obteno de tmpera intensiva. Abaixo,

figuras do equipamento marca Rigaku, modelo MSF 3 e da preparao da amostra.

Figura 27 Detalhes do equipamento de raio-X. esquerda (27a), transformador (lado externo cmara); direita (27b), colimador com gonimetro (lado interno da cmara). Nos detalhes, posicionamento dos corpos de

prova na transversal (27c) e na longitudinal (27d).

a b

c d

a b

c d

a b

c d

a b

c d

Ajuste de amostra

60

4444. Resultados e discusso. Resultados e discusso. Resultados e discusso. Resultados e discusso

As durezas dos aos que foram temperados em um conjunto amarrado,

como mostra a Figura 24a, mostraram uma variao grande nos valores de dureza.

Assim, optou-se por trat-los individualmente. De um total de 120 corpos de prova

aferidos, foram escolhidos 108, que mostraram os melhores resultados. Na tabela 3

so apresentados os valores de dureza dos corpos de prova antes e aps os

tratamentos trmicos:

Tabela 3 Durezas aferidas nos corpos de prova sem tratamento trmico (como usinado), tratados por tmpera

convencional (TC) e por tmpera intensiva (IQ)

Durezas (HRC)

como usinado TC IQ

22,1 21,2 24,3 57,9 59,8 59,7 62,9 59,0 62,2

21,8 21,8 19,1 60,0 60,1 58,5 61,7 60,0 60,6

23,1 21,9 19,2 60,2 58,0 60,2 63,1 60,8 62,8

21,0 22,5 24,2 57,0 60,4 59,6 62,2 62,2 60,1

20,2 22,4 21,6 58,4 60,5 60,3 61,0 60,1 60,5

19,3 23,0 22,4 57,3 60,0 59,7 63,5 62,1 62,6

20,4 19,3 19,9 58,2 59,6 59,3 62,3 59,9 60,7

21,0 19,5 22,9 60,1 60,4 57,6 63,4 60,4 59,7

21,5 21,1 23,8 58,2 58,5 58,1 62,1 59,0 61,6

20,3 20,6 20,6 57,1 60,1 61,0 62,9 61,7 62,1

22,8 21,3 23,2 57,9 60,7 58,9 61,7 63,1 60,5

22,8 21,5 19,3 59,6 59,2 60,0 60,4 61,9 62,0

Mdia: 21,5 D.P.: 1,5 Varincia: 2,1

Mdia: 59,2 D.P.: 1,1 Varincia: 1,26

Mdia: 61,5 D.P.: 1,2 Varincia: 1,55

F0,05;2;106 = 3,082852 ; Fcalc = 10967,69

61

Os dados da Tabela 4 indicam uma dureza mdia de 21,5 HRC para todos

os corpos de prova como usinados. J as medies ps-tmpera, nos corpos de

prova tratados por tmpera intensiva mostraram dureza mdia de 61,5 HRC, e para

os corpos de prova tratados por tmpera convencional, dureza mdia de 59,2 HRC,

ou seja, uma dureza em mdia 3,7% maior para os corpos de prova tratados com

tmpera intensiva em relao aos tratados por tmpera convencional. Verificou-se,

pelo teste de varincia e ANOVA que o comportamento da dureza no possui

diferenas significativas, do ponto de vista estatstico, entre os trs tratamentos

estudados, ou seja, a variabilidade entre os tratamentos esto na mesma faixa de

variabilidade (F calculado maior que F crtico). Essa elevada dureza pode ser um

indicativo, segundo (KOBASKO, 2010), de presena de altos valores de tenses

residuais compressivas. Tem-se que ressaltar que as durezas atingiram o mximo

valor possvel para esta composio, na condio de temperado sem revenimento,

conforme (CHANDLER, 1995). Futuras investigaes podero estudar a influncia

dos tempos de revenimento, averiguando as diferenas de resultados nas tenses

residuais, durezas e teste KIC.

A micrografia das amostras nas duas condies de tratamento trmico

so apresentadas a seguir. A morfologia apresentada de martensita em toda a

extenso do material. A diferena na colorao pode indicar tanto uma diferena de

condio (martensita revenida ou no-revenida) quanto um possvel abaulamento da

amostra. Porm, maiores detalhes dessa diferena no so o objetivo deste

trabalho. Esta pequena anlise apenas colabora para ratificar a validade do sistema

de tmpera intensiva proposto.

A figura 28 mostra exemplo da micrografia das amostras tratadas por

tmpera intensiva. No aumento de 150x j fica evidenciada a martensita como fase

dominante. Ampliando-se o aumento para 600x, nota-se mais detalhadamente que

em toda a estrutura tem-se uma martensita refinada.

62

Figura 28 Micrografia de amostra tratada por tmpera intensiva. esquerda (29a), verifica-se uma estrutura aparentemente uniforme, em aumento de 150x. direita (29b), um aumento de 600x propicia vista mais

detalhada da formao de martensita mais refinada.

A figura 29 ilustra um exemplo dos achados microgrficos nas amostras

tratadas por tmpera convencional. Uma anlise mais detalhada mostra que na

tmpera convencional a martensita no se apresenta to refinada quanto a

apresentada na tmpera intensiva. Tal diferena morfolgica pode ser explicada

tanto pela velocidade de resfriamento a que as amostras foram sujeitas quanto pelo

tipo de resfriamento realizado. Na tmpera intensiva, os corpos de prova foram

retirados ainda em alta temperatura do banho. Assim, a retirada de calor foi mais

drstica na tmpera intensiva devido ao da soluo salina e agitao severa do

banho e, alm disso, o calor restante propiciou a diferenciao entre a martensita

superficial e a restante na amostra.

Figura 29 Micrografia de amostra tratada por tmpera convencional. esquerda (30a), aumento de 150x; direita (30b), um aumento de 1500x propicia vista mais detalhada da formao de martensita menos refinada em

relao produzida nas amostras por tmpera intensiva.

aa

bb

63

Na tmpera convencional, os corpos de prova permaneceram na soluo

at que estes tivessem sua temperatura igualada ao leo, levando a um

resfriamento mais uniforme e mais lento. Assim, tanto no se evidenciou um

revenimento evidente na superfcie, como um maior crescimento da martensita.

Juntando-se as anlises de micrografia e dureza superficial, comprova-se

a eficincia do sistema de tmpera intensiva projetado para pequenas amostras,

visto que um dos objetivos deste trabalho foi verificar se tal sistema seria capaz de

produzir a uniformidade de tmpera. Sem essa certeza, no teria sentido realizar os

testes posteriores.

Conforme estudos de (MESSIAS, 1998), concentraes inferiores a 9%

de nitrito de sdio produziam taxas de resfriamento menores; concentraes

superiores no produziam acrscimos significativos nas taxas de resfriamento.

Diversos estudos, como exemplos em (KOBASKO, 2010), (TOTTEN, 1993) e

(LIIC et.al., 2010) comprovam esse efeito de aditivao, o que foi verificado com

as medidas tenses residuais compressivas.

Comumente verifica-se a tmpera intensiva por meio de curvas de

resfriamento e clculos de transferncia de calor. Porm os resultados de tenses

residuais efetuados por raios-X evidenciam a produo de tmpera intensiva nos

corpos de prova, pela presena e a natureza dessas tenses. A Tabela 4 mostra

resultados obtidos dessas anlises, e no Anexo A pode-se encontrar um exemplo

dos resultados como apresentados pelo equipamento.

Tabela 4 Valores mdios de tenses residuais em amostras sem tratamento trmico (como usinado), tratadas com tmpera convencional (TC) e com tmpera intensiva (IQ)

como usinado TC IQ

Tenso residual compressiva (MPa) + 150 (46) - 50 (12) - 916 (223)

A operao de usinagem, em funo do desbaste, poder de corte da

ferramenta, e velocidade de avano causa naturalmente tenses trativas no material,

pois submete a superfcie a alteraes estruturais devido ao arrancamento de

cavacos pela ferramenta. Em funo disto, uma anlise de raios-X mostra um valor

positivo de tenses residuais. Tratamentos de tmpera tendem no s a reverter as

foras de tenso, mas direcion-las para foras compressivas, por causa da

64

mudana de estrutura cristalina provocada pelo aquecimento (austenitizao) do

material e posterior resfriamento rpido. Neste resfriamento, formando-se

martensita, tem-se os fenmenos mostrados nas Figuras 2, 7 e 9. No caso de aos-

mola, segundo (TOTTEN, et.al., 2002), tratamentos trmicos convencionais seguidos

de shot peening produzem, tenses residuais compressivas da ordem de -600 MPa.

Os ensaios mostraram que a tmpera intensiva produziu tenses residuais

compressivas da ordem de -900 MPa. Este um indicativo de que a tmpera

intensiva pode ser um tratamento alternativo na produo de molas.

Para afirmar este resultado, teve-se o cuidado de fazer medidas de

tenses nas seces longitudinal e transversal das amostras, para verificar se em

qualquer direo cristalina as tenses eram compressivas. Porm, considerando-se

o modelo de cilindro infinito (comprimento mnimo igual a quatro vezes o dimetro)

descrito em artigos de Totten et.al., mostram que a propagao de calor mais

importante na direo radial da pea. Assim, as tenses mais relevantes e serem

consideradas so na direo radial (transversal).

Aps a preparao das pr-trincas, os corpos de prova foram tratados

conforme descrito no procedimento experimental. Uma parte foi tratada sem a pr-

trinca, como forma de evidenciar que, nessa condio, no h como diferenciar

diferentes tipos de fraturas (dctil e frgil) ao longo da seco de ruptura, conforme

mostra a figura 30:

Figura 30 Corpos de prova sem preparo de pr-trinca. esquerda, tratamento com tmpera convencional; direita, tratamento por tmpera intensiva. Aumento de 10x.

Em seguida, os corpos de prova pr-trincados de ambos os tratamentos

trmicos foram tracionados, obtendo-se curvas tenso-deformao que

65

demonstraram que a ruptura seguiu um comportamento linear elstico, o que

garante a triaxialidade de tenses exigida para a existncia de KIC e o teste

proposto. Exemplo dos resultados completos mostrado no Anexo B.

Nos corpos de prova tratados com tmpera convencional, tanto a fratura

dctil como a fratura frgil ficaram definidas, o que mostrado na figura 31. Tal

observao permite aplicar os clculos desenvolvidos para verificao de tenacidade

fratura propostos por Leskovek et.al..

A literatura descrita por Leskovek et.al. trabalha o mtodo para aos

rpidos e ferramenta, que possuem em sua estrutura carbonetos com morfologia e

tamanhos variados. As equaes propostas e as morfologias das fraturas estudadas

levam em conta a presena desses carbonetos, e em algumas circunstncias

especiais, a composio do material.

Figura 31 Corpo de prova tratado com tmpera convencional (28a) e tmpera intensiva (28b), caracterizando as regies de pr-trinca (setas azuis), fratura dctil (setas brancas) e fratura frgil (seta vermelha), com aumento

de 10x. No detalhe, as fraturas diferenciadas por jogo de luz, efeito do software do estereoscpio (aumento de 10x.)

Dado que o AISI 5160 tem microestrutura substancialmente diferente

dos aos rpidos e ferramenta, praticamente no possuindo carbonetos primrios e

tendo uma estrutura mais uniforme, talvez se esperasse que os resultados de trao

fossem completamente diversos aos obtidos por Leskovek et.al. Porm aps os

ensaios de trao, verificou-se a produo de regies de fratura dctil e frgil

substancialmente semelhantes s verificadas para os aos rpidos e ferramenta.

Notou-se uma diferena acentuada na regio de fratura dctil, sendo que na

tmpera convencional esta foi maior que na tmpera intensiva. Notou-se, tambm,

uma variao discreta na macroestrutura das trincas, sendo que nas amostras de

a b

66

tmpera intensiva houve a tendncia das fraturas seguirem o caminho da pr-trinca

produzida, conforme evidencia a Figura 32:

Figura 32 Evidncia de acompanhamento de trincas, a partir da pr-trinca, nos corpos de prova tratados por tmpera intensiva. Em (33a), com aumento de 320x, setas indicam este acompanhamento; em (33b), corpo de

prova tratado por tmpera convencional, mostrando uniformidade da fratura dctil (aumento de 320x).

Outra verificao foi a no-uniformidade da fratura dctil em corpos de

prova tratados por tmpera intensiva. Tal fato merecer estudos posteriores, j que

tais no-uniformidades no foram evidenciadas em aos rpido e ferramenta

(Leskoviek et.al.). importante observar que houve um cuidado extremo tanto na

produo da pr-trinca (quanto ao alinhamento da recartilha) quanto no ensaio de

trao (garantia de uniformidade no ensaio). Assim, questiona-se se justamente a

propriedade de mola do ao estudado requerer modificaes no mtodo de

produo da pr-trinca ou de trao.

Aps obter estes dados, foi calculado o KIC das melhores amostras

encontradas, obtendo-se como resultados os valores encontrados na Tabela 5:

Tabela 5 Valores de KIC para amostras tratadas por tmpera convencional e tmpera intensiva

KIC (MPa m1/2)

TC IQ

5,1 5,5 6,1 2,9 4,2 4,4 4,7 3,4 3,6 3,0 6,8 5,3 4,6 2,0

Mdia: 5,01 D.P.: 1,10 Varincia: 1,48

Mdia: 3,78 D.P.: 1,31 Varincia: 1,38

F0,05;1;12 = 4,9646 ; Fcalc = 4,7468

a b

67

Os resultados de KIC evidenciaram valores menores para os corpos de

prova tratados por tmpera intensiva. A anlise ANOVA mostra que h uma diferena

de variabilidade nos resultados obtidos, o que traduz a diferena observada de

comportamento dos materiais analisados . Embora tenha havido essa diferena, em

ambos os casos, resultou em uma baixa tenacidade fratura. Estes resultados so

consistentes com um estado de tmpera sem revenimento. Uma anlise comparativa

entre essas duas situaes teria mais sentido aps o revenimento dos corpos de

prova. Embora as micrografias da tmpera intensiva tenha sugerido uma camada de

martensita revenida na superfcie, a regio mais interna composta de martensita

frgil. Seriam necessrios estudos adicionais para diversas condies de revenido e

averiguao de outros parmetros na tmpera intensiva para que uma comparao

mais efetiva entre estes dois mtodos de tratamento trmico pudesse ser feita.

Assim, o maior ganho obtido neste trabalho foi a incorporao desta tcnica de

medida de KIC como um mtodo eficaz, prtico e econmico na avaliao desta

grandeza.

68

5555. . . . ConclusesConclusesConclusesConcluses

A tmpera convencional proporcionou um valor de KIC maior que o para a

tmpera intensiva, porm, nas condies de ensaio estabelecidas, no h como

afirmar qual