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Tratamento Térmico em Ferro Fundido: tudo que você precisa saber

tratamento térmico em ferro fundido é realizado para aprimorar as propriedades mecânicas do metal, eliminar tensões residuais e distribuir os atributos do material de forma homogênea. O objetivo do processo é fortalecer a estrutura do ferro fundido e aumentar a sua resistência contra os diversos tipos de desgaste que são comuns na indústria.

 

Tipos de Ferro Fundido

Também conhecido pela abreviatura “FoFo”, o ferro fundido é muito utilizado na indústria por ser um material acessível, com baixo custo e que, depois de corretamente tratado, adquire ótimas propriedades mecânicas. Existem três tipos principais de ferro fundido:

 

Ferro Fundido Cinzento

Esse é o tipo mais comum na indústria, por ter baixo custo, ser fabricado a partir de sucata, ter alta usinabilidade e alta fluidez na fundição. Isso permite a fundição de peças com paredes finas e complexas, além da facilidade de fabricação. É utilizado em larga escala nos setores naval, ferroviário e automobilístico.

Ferro Fundido Nodular

Contém esferas de grafite em sua composição, e por isso sua ductilidade é superior, o que o deixa próximo às propriedades do aço.  É utilizado na indústria para a confecção de peças que necessitam de maior resistência ao impacto do que os ferros fundidos cinzentos, além de maior resistência à tração e escoamento.

 

Ferro Fundido Branco

É utilizado na fabricação de equipamentos para a moagem de minérios, pás de escavadeiras e outros componentes similares. Após o tratamento térmico se torna um ferro fundido com alta resistência mecânica e fluidez no estado líquido, o que permite a fabricação de peças finas e complexas.

 

Tipos de tratamento térmico em ferro fundido

O tratamento térmico em ferro fundido varia de acordo com o tipo de Fofo e propriedades mecânicas que ele precisa adquirir. Veja abaixo alguns dos mais realizados.

 

Recozimento:

Tratamento térmico realizado com o objetivo de melhorar a usinabilidade do ferro fundido e aliviar tensões geradas devido aos tratamentos mecânicos a frio ou quente. Para isso, o ferro fundido deve ser aquecido à uma temperatura correspondente à zona crítica para propiciar uma alteração da sua estrutura. A resistência mecânica e a dureza diminuem, ao mesmo tempo que as tensões internas são totalmente aliviadas.

Normalização

É utilizada para melhorar as propriedades mecânicas do ferro fundido, como: resistência à tração e dureza. Ou ainda, com o objetivo de restaurar as propriedades do estado bruto de fusão, que podem ter sido alteradas em outro processo de aquecimento. O processo consiste no aquecimento a uma temperatura acima da zona crítica. O material deve ser mantido na temperatura escolhida e a seguir é realizado o resfriamento ao ar.

Têmpera

O tratamento térmico em Ferro Fundido com a têmpera tem o objetivo de alterar as características mecânicas do material. O Fofo é elevado a uma temperatura acima da zona crítica e resfriado na água, óleo ou ar forçado. O objetivo da têmpera é obter estrutura martensítica, que sob o ponto de vista de propriedades mecânicas, é o aumento do limite de resistência à tração e dureza.

 

Revenido

Após o processo de têmpera, o ferro fundido deve ser submetido ao tratamento térmico de revenimento. Esse processo tem como objetivo reduzir as tensões internas geradas na peça, ajustar a dureza para a faixa de trabalho desejada e atingir os níveis adequados de resistência mecânica e tenacidade.

 

Curso de Imersão em Tratamento Térmico de Ferro Fundido na Grefortec

A Grefortec é pioneira no tratamento térmico de metais no RS. Com 30 anos de mercado, a empresa também realiza o curso de Imersão em Tratamento Térmico de Ferro Fundido.

São quatro super aulas onde os alunos realizam muita troca de experiências e vivências com grandes profissionais da área. Além de ter acesso aos melhores materiais didáticos, com vídeos, métodos modernos e atividades práticas. As aulas serão ministradas pelos renomados engenheiros, Alexandre Trindade e Luís Carlos Carioli.

A última turma de 2021 está com vagas abertas! Clique aqui para mais informações.

 

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Avanço no tratamento térmico para redução de peso por alumínio

O alumínio foi descoberto em 1800 e foi produzido em quantidade durante a virada do século 20 usando o processo de fusão hallHeroult. Curiosamente, Carl Benz estava patenteando com motor de combustão interna durante a mesma época. Durante esses tempos, automóveis ou carruagens sem cavalos eram um luxo e difícil para pessoas comuns.

Henry Ford logo seguiu com o desenvolvimento de seu modelo T produzido em massa, que colocou a América sobre rodas. Sabemos que a Ford estava preocupada com a integração de eficiência de fabricação em qualquer lugar que pudesse ser realizada. O resultado dessas medidas de redução de custos foi apresentado no início de outubro de 1908, quando a primeira linha de produção Ford Modelo T foi montada na fábrica da Piquette Avenue em Detroit. A Ford percebeu que o efeito da simplificação, padronização, escala e linhas de montagem moveis resultou na redução do custo do veículo de $ 825/unidade em 1908 para $206/unidade em 1925, permitindo que os veículos fossem acessíveis às massas em todos os lugares.

Pressões automotivas – CO2 e economia de combustível

A integração de materiais e componentes leves em automóveis tem sido uma força motriz da indústria automotiva global desde o embargo do petróleo no inicio dos 1970. Desde então, os fabricantes integram novas tecnologias leves que resultam em plataformas de eficiência de combustível aprimoradas e projetos de capacidade e tamanho do trem de força reduzido. Muitas dessas tecnologias foram derivadas de leis que variam de país para país, algumas com foco nos níveis de emissão e outras na economia de combustível.

Nos EUA, o foco foi nas emissões de CO₂ e nos padrões Corporate Average Fuel Economy (CAFE). Recentemente, os limites dos EUA foram alterados. Essas alterações aplicam-se aos modelos de veículos de 2021 a2026, onde os limites foram reduzidos para uma redução anual de 1,5%, em comparação com os requisitos anteriores para reduções anuais de 5%. É claro que, à medida que os governos mudam, as políticas também mudam, e os argumentos de ambos os lados certamente chegarão aos tribunais e manterão as pressões sobre os produtores automotivos.

Iniciativas de Peso Leve e Segurança

As iniciativas de redução de peso dos automóveis assumiram muitas formas nos últimos 35 anos. Eles incluem o redesenho dos sistemas de suspensão, projetando motores menores e mais potentes e integrando materiais leves alternativos. Além disso, os fabricantes automotivos e de mobilidade eletrônica enfrentam maiores expectativas de segurança.

Essas pressões são tratadas com a implementação de medidas de segurança ativas, como pré-tensionamento do cinto, airbags, alarme de colisão, assistência para mudança de faixa e visão traseira, para citar alguns. As medidas de segurança passiva incorporadas aos projetos dos veículos incluem recursos estruturais que maximizam a capacidade de absorção de impacto e energia, rigidez dinâmica local e seções de alta resistência que minimizam as penetrações nas células de segurança.

Hoje, a maioria dos fabricantes utiliza uma abordagem híbrida para selecionar materiais estruturais e formas de produtos para cada classe de preço de plataforma individual. Esta abordagem híbrida pode incluir a integração de alumínio, aços de alta resistência, termoplásticos e materiais de fibra de carbono para atender aos requisitos de projeto.

As formas do produto podem incluir componentes formados, estampados, forjados e fundidos de alumínio e aço. Este artigo se concentrará em componentes estruturais leves de alumínio que podem ser moldados por meio de processos de gravidade, baixa pressão, metal semissólido ou fundição sob pressão (HPDC). Esses processos estão atualmente produzindo torres de choque de veículos; Pilares A-B-C; caixas de torque; caixas de bateria; armações da porta traseira; caixas de unidades de acionamento elétricas; nós traseiros e membros longitudinais; membros cruzados; berços de motor; estruturas de portas; colchetes; colunas de direção; e componentes do painel da console (Fig. 2).

No início dos anos 2000, vimos fabricantes de veículos premium integrarem componentes estruturais de alumínio. Hoje, é comum enquanto os engenheiros se concentram na próxima onda de plataformas de veículos e e-mobilidade. O Relatório Drucker Frontier da Associação de Alumínio (Fig. 3) informou recentemente aos leitores que o uso de alumínio em plataformas automotivas deve crescer de 30% em 2020 para até 45% em 2030, um aumento de 50% nos próximos 10 anos. Mais importante para os fabricantes é que os componentes de alumínio (excluindo chapas e produtos extrudados) devem crescer mais de 200% em relação aos níveis de 2018 até 2030.

Alumínio de Peso Leve – Avanços em Sistemas de Tratamento Térmico Flexível

O objetivo de introduzir o tratamento térmico no processo de fabricação é alterar as propriedades mecânicas dos componentes e desenvolver uma combinação ideal de níveis de desempenho de resistência e ductilidade. Dependendo dos requisitos do componente, esses processos podem incluir apenas o tratamento T-5 por envelhecimento artificial; o tratamento por solubilização T-6; resfriado e envelhecido artificialmente; tratamento por solubilização T-7; e resfriado e artificialmente sobre envelhecido.

Um exemplo de um perfil de processo térmico típico de três estágios T-6 é mostrado na Figura 4 e integra um estágio de tratamento de solubilização seguido por uma transferência rápida para um sistema de resfriamento preciso por ar (Precision Air Quench – PAQ ™). É aqui que a temperatura do produto cai rapidamente para o terceiro estágio, onde o produto é envelhecido artificialmente por um período de tempo com base na composição da liga de alumínio e nas propriedades de desempenho máximo.

As temperaturas de processamento e os tempos de imersão são selecionados para atingir as propriedades desejadas com base na capacidade da liga de alumínio de desenvolver uma solução sólida homogênea e a microestrutura antes do tratamento térmico. A uniformidade dos parâmetros do tratamento térmico é crítica para o sucesso dos processos de fabricação de alta qualidade. O controle altamente preciso contribui para a uniformidade das propriedades mecânicas do componente final, eliminação da distorção da peça e redução dos níveis de tensão residual

As demandas de uniformidade de temperatura de processamento estão constantemente sendo pressionadas. Como tal, é comum para sistemas de tratamento térmico atingir ± 5°C ou melhor uniformidade de temperatura de processamento. Além da uniformidade da temperatura, o processo de resfriamento é uma das etapas mais críticas e precárias no processo de tratamento térmico – particularmente no processamento de componentes estruturais de paredes finas e baixa massa.

Para resolver essas questões, os projetistas de sistemas de tratamento térmico garantem que os processos sejam validados usando uma combinação de ferramentas de modelagem dinâmica de fluidos computacional (CFD – Computational Fluid Dynamic) e equipamentos de teste de desenvolvimento de P&D disponíveis. Um exemplo de trabalho de modelagem CFD usado para validar o projeto do sistema antes da produção de equipamentos em grande escala é mostrado na Figura 5.

O parâmetro do processo do sistema de tratamento térmico e a flexibilidade da capacidade são prioridade máxima ao avaliar a integração da capacidade do tratamento térmico aos processos de fabricação. Em um ambiente onde as decisões são baseadas em requisitos futuros para plataformas de veículos elétricos (EV – Electric Vehicle), veículos elétricos a bateria (BEV – Battery Electric Vehicle) e motores de combustão interna (ICE – Internal Combustion Engine), existem grandes incógnitas.

Essas decisões são difíceis porque cada plataforma terá diferentes necessidades de processamento de tratamento térmico com base nos produtos produzidos, os parâmetros necessários e os volumes previstos. O velho ditado “tamanho único” não se aplica mais, uma vez que os fabricantes exigem designs de equipamentos de tratamento térmico que sejam ultra flexíveis e adaptáveis aos requisitos de processamento de vários parâmetros de tratamento térmico e tipos de produtos.

 

Esses projetos também devem fornecer eficiência de custo operacional conforme flutua a demanda do produto.

As considerações do sistema de tratamento térmico flexível incluem o seguinte:

  • Operação escalável para alta eficiência, independentemente da demanda do produto
  • Configuração de carregamento para adaptação de geometria e massa de produto diferente
  • Ponto de ajuste de temperatura flexível, taxas de aquecimento, tempos de imersão e etapas de processo de temperatura variável
  • Sistemas flexíveis de transporte, entrega e transporte de produtos
  • Flexibilidade de resfriamento por meio de opções para água híbrida e PAQ ™, fluxo de meios de resfriamento, configurações de direção e temperatura
  • Rastreamento de transportadora, identificação de produto e sistemas de aquisição de parâmetros críticos de processamento.

PARA MAIS INFORMAÇÕES: Tim Donofrio, Can-Eng Furnaces
International, Ltd., Niagara Falls, Canada; tel: 905-390-6526; e-mail:
tdonofrio@can-eng.com; web: www.can-eng.com.

Antonio Gremes Pereira fala sobre os 30 anos de história da Grefortec

Em junho a Grefortec completa 30 anos de história. Foram três décadas focadas em identificar as necessidades dos nossos clientes e fornecer a eles o que há de melhor no mercado. Ao longo dessa jornada encontramos diversos desafios, que foram superados com o apoio de nossos colaboradores e a persistência e visão empreendedora do nosso fundador, Antonio Gremes Pereira. Por isso, ele é nosso entrevistado no blog este mês!

Ele nos contou como acabou se mudando de São Paulo para o Rio Grande do Sul com toda a sua família, sobre o início da Grefortec na garagem da própria casa, trajetória da empresa e expectativas para o futuro. Acompanhe abaixo como foi esse bate papo.

 

De São Paulo para o Rio Grande do Sul

Podemos dizer que tudo começou em 1989. Na época, Antonio Gremes Pereira, que também é Engenheiro Elétrico de formação, trabalhava em uma empresa paulista fabricante de fornos para tratamento térmico.

Antonio foi encarregado de fundar uma filial da empresa no Rio Grande do Sul, e por conta disso, se mudou com toda a sua família para São Leopoldo, município industrial da Região Metropolitana de Porto Alegre. Ele conta que a mudança gerou um choque de cultura, onde ele e a família precisaram se adaptar a um novo estilo de vida, totalmente diferente do ritmo acelerado de SP.

Devido à crise econômica desencadeada pelo governo Collor, a empresa onde Antonio Gremes Pereira trabalhava desistiu do projeto e solicitou seu retorno. Mas, ele já tinha outros planos.

 

Tudo começou em uma garagem

Assim como o Google e outras tantas empresas, a Grefortec começou em uma garagem em junho de 1991. Antonio Gremes Pereira conta que desistiu de voltar para São Paulo por perceber no RS um mercado inexplorado até aquele momento.

“Percebi que aqui no Estado havia uma área muito carente de serviços nesse setor e minha família já estava aqui comigo. Então comecei a empresa com pequenas manutenções na garagem da minha casa, e aos poucos fomos expandindo, tudo com muito esforço e dedicação” – Antonio Gremes Pereira

Foi assim que em 1991 foi fundada a ABC Fornos Industriais, que, um ano depois, se transformou em Grefortec. Nessa época Antonio trabalhava diretamente com a manutenção de fornos industriais e venda de peças de reposição na garagem da própria casa!

O nome Grefortec é formado pela junção das iniciais de Gremes, Fornos e Tecnologia.

 

Conquistas ao longo dos 30 anos de Grefortec

Antonio Gremes Pereira fala com satisfação sobre como a empresa foi expandindo a cada década, trabalhando inicialmente com a construção e manutenção de fornos industriais. Para isso, foi fundamental a visão empreendedora do fundador, capaz de perceber as novas necessidades dos clientes e do mercado, e ao mesmo tempo, procurar meios de supri-las.

Entre várias conquistas, uma das mais marcantes nos primeiros dez anos da Grefortec foi a construção do maior forno térmico da América Latina. O equipamento foi construído em Canoas/RS no ano de 1994 e tem quase o mesmo tamanho de uma quadra de futsal.

Na segunda década, mais uma vez o olhar aguçado do fundador fez toda a diferença. Antonio Gremes Pereira percebeu que havia uma alta demanda para o tratamento térmico de peças na região. Porém, muitos clientes tinham dificuldade em adquirir seus próprios fornos, ou não tinham espaço para instalar o equipamento.

Pensando em suprir essa necessidade, a Grefortec passou a realizar também o tratamento térmico de metais. Hoje a empresa conta com uma planta com mais de sessenta equipamentos e equipes trabalhando em três turnos em São Leopoldo. E, tempos depois, criou uma nova sede em Portão/RS, destinada à produção de feixes de molas e outros materiais.

Antonio Gremes Pereira faz questão de destacar a importância do apoio da família nessa jornada:

“Os primeiros vinte anos foram muito bons, crescemos e ganhamos reconhecimento no mercado. Mas a melhor parte foi quando comecei a contar com os meus filhos. Eles chegaram cheios de ideias e prontos para ajudar, foi o início de uma nova fase, de renovação de energia para empresa”– Antonio Gremes Pereira

Em 2015, a Grefortec recebeu a licença exclusiva para ser fabricante oficial da Aichelin Group, líder mundial em equipamentos e serviços para tratamentos térmicos e termoquímicos para indústrias. A parceria com a multinacional austríaca elevou o patamar da empresa para um nível internacional.

Expectativas para o futuro

Antonio Gremes Pereira conta que as últimas três décadas lhe ensinaram a importância de persistir naquilo em que se acredita. Apesar das dificuldades do mercado, ele diz que sonha em “manter a empresa sempre no mesmo patamar, pregando o respeito e traduzindo nossos conhecimentos em prol da sociedade”.

“Conquistamos tudo com muita batalha, a Grefortec está onde está porque nós fomos muito teimosos, não importava se caísse um galho, uma árvore ou uma montanha a nossa frente, a gente contornava o obstáculo. Podíamos sair um pouco machucados depois de cada desafio, mas sempre ficamos bem. Se eu pudesse definir esses trinta anos em uma palavra, ela seria persistência”. – Antonio Gremes Pereira

Entre diversos aprendizados, ele cita a necessidade aprender sobre a legislação logo no início da empresa, assim como a de manter-se sempre atualizado em conhecimento técnico, muitas vezes trabalhando durante o dia e estudando a noite.

O desafio mais recente é a experiência de desenvolver uma nova filial e equipe na cidade de Indaiatuba/SP, onde Antonio Gremes Pereira trabalha há cerca de três anos. Ele destaca que toda essa jornada foi possível graças ao apoio fundamental dos seus filhos, colaboradores e a confiança dos seus clientes.

 

Estudo da Influência da Ferrita Delta em Parafusos Tratados Termicamente na Resistência ao Torque

Leandro José de Almeida , Fernando Suzumura Kawata, Rafael Neves de Almeida, Lucelio Siqueira – Meritor. O processo de Fabricação do parafuso tem como fluxo após vergalhão trefilado na usina, a conformação mecânica em dois estágios, sendo cabeça e corpo, assim como a região da rosca sendo conformada por usinagem, o processo num todo também consistena utilização do fosfato de manganês para auxiliar no processo de conformação, desde o processo de trefilação dos vergalhões na Usina até o processo de conformação final dos parafusos. Para que os parafusos consigam atingir a resistência necessária para suportar carregamentos de torção, impacto e tração se faz necessário o tratamento térmico de Tempera e Revenimento. Antes do parafuso entrar no forno de Tratamento Térmico é extremamente importante que ocorra a desfosfatização, para garantir que o Fósforo residual presente na superfície do parafuso não difunda para o interior da peça e forme uma fase rica em Fósforo, com baixa resistência denominada Ferrita Delta. Com esse trabalho poderemos concluir se realmente a fase Ferrita Delta reduz a vida em fadiga com análise da Curva S-N e reduz também a resistência ao torque. A fase Ferrita Delta não somente é caracterizada pela análise microscópica, como também no MEV via EDS com a comprovação do elemento Fósforo, com isso vamos expor o parafuso a concentrações diferentes de fosfato de manganês em um mesmo tempo de forno na tempera e também com tempos de forno nsa temperas distintos em uma mesma concentração de fosfato de manganês. Assim vamos entender qual a variável que mais difunde a Ferrita Delta e após essa constatação, estudar não somente a fragilização devido a fase Ferrita Delta, mais também a relação de percentual/profundidade de Difusão de Ferrita Delta X resistência ao Torque.

Sabemos que uma falha de componentes em veículos pode originar um risco potencial ao condutor sofrer um acidente, para o próprio condutor ou terceiros. Parafusos para tal aplicação requer alta resistência quando utilizados em diferenciais de caminhões, e sofrem altas solicitações mecânicas, que se faz necessário processos de fabricação especialmente para obtenção de propriedades para que possam suportar esses esforços, aumentando sua resistência ao torque e a fadiga. Históricos de falha de campo e linha mostram que o problema que tais parafusos apresentavam uma camada branca na superfície, camada com grande dureza e fragilidade. Analisando essa camada se concluiu que ela surgiu em função da presença residual de fósforo proveniente do processo de fosfatização de manganês, difundindo no aço durante o tratamento térmico de tempera. A fosfatização de manganês é necessário, pois serve de ancoradouro agindo como um lubrificantes e outros redutores de atrito, facilitando assim, o processo de conformação mecânica a frio de trefilação entre outros. Se expormos o parafuso no fosfato de manganês, haverá a formação da fase frágil conforme Cioto et al. (2008), responsável pela falha prematura do parafuso quando observada em campo ou em processo de linha de montagem. Com o já dito, objetivo deste Artigo é mostrar o efeito prejudicial da Ferrita Delta quando em solicitação mecânica, mostrando sua influência quando relacionado ao limite de resistência ao Torque em função do percentual e/ou volume de Ferrita Delta.

Referência Bibliográfica Durante o processo de conformação mecânica algumas variáveis são de extrema importância, podemos considerar o Ishikawa para entender essas variáveis, algumas estão ligadas ao processo, como lubrificação, assim como também àqueles relacionados ao material como à qualidade da matéria prima, por exemplo, microestrutura do aço a ser conformado, propriedades mecânicas, etc. Se o material não estiver adequado a aplicação, isso pode levar a problemas como nucleação e propagação de trincas, redução de vida útil e fragilização no parafuso. Os processos de trefilação de vergalhões, extrusão a frio, forjamento a frio, etc. Estas operações que envolvem deformação a frio, em uma condição em que a transferência de calor e massa seja baixa, faz com que estas operações requerem uma boa lubrificação da superfície a ser deformada, sendo possível através da aplicação do fosfato na usina seguido da adição de sabão em processos de extrusão e trefilação. Sabões de trefila são reativos de estearatos alcalinos transformam a camada de fosfato de zinco em um estearato de zinco de alto poder lubrificante que adere à superfície. O fluxo de conformação mecânica consiste de forjamento a frio e laminação de rosca, o parafuso estudado é de classe de dureza superiores a 22HRC e portanto, necessitam de serem submetidos ao tratamento térmico de têmpera resfriada em óleo e revenimento ao ar, porém, quando exposto ao fosfato e se obtiver resíduos de fosfato, o material após tempera acarretará a formação da fase delta (ferrita delta, Fe3P ou fosfeto de ferro), como mostrado na figura X, caracterizada como uma camada branca. Em temperatura próxima de 723°C e durante a austenitização, o fósforo residual presente na peça conformada pode difundir para o interior do metal, formando essa fase frágil rica em fósforo. Em processos de fabricação de parafusos, para evitar a formação da camada branca é recomendada a remoção do fosfato com um tratamento de desfosfatização (desengraxante alcalino) antes do tratamento térmico de têmpera, principalmente em atmosferas descontroladas. A fase estudada rica em fósforo difundida na superfície dos parafusos, apresenta alta dureza, por volta 45 HRC, com profundidades variadas, quanto mais resíduo maior a difusão e uniformidade da camada, reduzindo assim a resistência ao torque e a fadiga. Materiais e Métodos Inicialmente utilizamos parafusos classe 12.9 na liga SAE 4140, onde fizemos a exposição dos mesmos em banho de fosfato em diferentes concentrações. Tratamento Térmico A tempera do material foi realizada com resfriamento em óleo para analisar microscopicamente a relação do tempo de exposição do fosfato X percentual e/ou profundidade de difusão da Ferrita Delta. Temperamos as peças conforme Diagrama abaixo, porém, dentro do faixa de transformação de Ferrita Delta.

Para o processo de Tempera e Revenimento, utilizamos um forno tipo Mufla. Análises Microscópicas das Amostras de 1 a 6 minutos de Exposição em Banho de Fosfato de Manganês Para as análises metalográficas, fizemos a preparação do corpo de prova com corte em cut of, seccionando o parafuso longitudinalmente, embutimento com termofixo baquelite em embutidora, desbaste em lixa #120, #400, #600, polimento em politriz com pasta de diamante e ataque químico com nital 2 a 5%. Para caracterização da microestrutura, utilizamos um microscópio ótico Olympus, com objetiva de 50X e ocular 10X (500X). Observado presença de Ferrita Delta uniforme e dispersa na Superfície do material, ataque nital 2%, estrutura Martensítica, aumento 500X (Fig. 4). Observado presença de Ferrita Delta dispersa, porém de forma mais uniforme na Superfície do material, ataque nital 2%, estrutura Martensítica, aumento 500X (Fig. 5). Observado presença de Ferrita Delta dispersa, porém de forma mais uniforme na Superfície do material, ataque nital 2%, estrutura Martensítica, aumento 500X (Fig. 6). Observado presença de Ferrita Delta dispersa, porém de forma mais uniforme na Superfície do material, ataque nital 2%, estrutura Martensítica, aumento 500X (Fig. 7) Observado presença de Ferrita Delta dispersa, porém de forma mais uniforme na Superfície do material, ataque nital 2%, estrutura Martensítica, aumento 500X (Fig. 8). Dureza encontrada nos testes, conforme Curva de Gauss (Gráfico 3, 4, 5, 6 e Fig. 9) Teste Mecânico Após expor os parafusos em tempos diferentes de fosfato de 1 a 6 minutos e tratar termicamente para a difusão da Ferrita Delta, testamos o torque.

Analisamos no MEV a camada de Ferrita Delta para comprovação da difusão do fosforo, mostrando que se trata realmente da Ferrita Delta e não de uma descarbonetação. Conclusão Os teste iniciais mostraram que existe uma redução de resistência ao torque quando exposto a tempos de fosfato maiores, ou seja, quanto mais uniforme a camada difundida a resistência ao torque tende a cair. A resistência quando comparado entre 1 e 5 minutos caiu 56%, mudando também a curva de escoamento. Observamos também que existe um limite máximo de difusão do fosfato, acima de 5 minutos provavelmente a difusão se mantenha e a tendência seja a mesma na relação ao torque, se tornando um ponto de saturação da Ferrita Delta difundida no parafuso.

Futuros: Para trabalhos futuros sugerimos fazer um comparativo, porém, indo mais a fundos nas propriedades mecânicas, avaliando também, o limite de resistência a tração e a vida em fadiga.

Referências [1] CALLISTER, W.D. Materials science and engineering an introduction. 7thed. New York: John Wiley, 2007. p.290-300. [2] CIOTO, R.; COLLARES, A.R.; ZUFFO, C.H. The Effect of delta ferrita on the fatigue behavior of high resistance threaded fastener. Warrendale: SAE, 2008. (Paper SAE 2008-36-0063E). [3] FORSYTH, P.J.E. A Two stage process of fatigue crack growth. In: CRACK PROPAGATION SYMPOSIUM, 1961, Cranfield. Proceedings… Cranfield: Cranfield College of Aeronautics, 1961. v.1, p.76-94. [4] PANOSSIAN, Z. Fosfatização dos metais ferrosos. São Paulo: ABM, 2007. p.50- 80. [5] COLPAERT, H.; COSTA, A.L.S. Metalografia dos produtos siderúrgicos comuns. 4.ed. São Paulo: Edgard Blücher, 2008. p.409-416. [6] SURESH, S. Fatigue of materials. Cambridge: Cambridge University Press,

Descarbonetação

Há um grupo de perguntas recorrentes feitas ao Doutor, todas centradas em: “Quanta oxidação de superfície é permitida em uma peça de aço?” O mais recente foi um pedido inocente de “um gráfico (ou artigo) de `descarbonetação`, que mostra o efeito no aço, se normalizado, em um ambiente sem gás inerte.” O cumprimento desta solicitação fornece algumas informações valiosas para o tratador térmico. Vamos aprender mais. Embora a pergunta pareça direta, há uma série de questões importantes que surgem a partir dela, e alguma interpretação é necessária para entender completamente o que está sendo perguntado. Por exemplo, que tipo de aço está envolvido, de que forma está sendo adquirido e qual é a sequência de fabricação usada para criar as peças do componente? Do ponto de vista metalúrgico, estamos falando de descarbonetação total ou parcial? Como será medido e qual é o uso final da aplicação do produto para que uma avaliação possa ser feita do impacto da descarbonetação no design? A descarbonetação varia com o grau do material, temperabilidade, atmosfera do forno, potencial de carbono e o tipo de processo de tratamento térmico sendo realizado (por exemplo, temperatura, tempo). As peças descarbonetadas apresentam menor dureza (superficial), menor resistência ao desgaste e menor vida útil à fadiga, o que afeta sua vida útil. Um exemplo é um fabricante automotivo cujas colunas de direção estavam afrouxando na linha de montagem devido à presença de uma camada de descarbonetação parcial de 0,025 a 0,075 mm no anel de retenção do eixo. Se alguém se referir simplesmente ao AMS 2759/1 ou /2, [2,3] quatro tipos de partes são definidos que, por sua vez, ditam a classe de atmosfera permitida ou proibida ao aquecer partes acima de 677˚C. O tipo de superfície inicial (por exemplo, acabado a quente, trefilado a frio) e a quantidade de metal a ser removido por usinagem parcial ou acabada, seja maior ou menor que 0,51 mm (0,020 polegada), são os critérios importantes. Essas especificações vão além, discutindo a contaminação da superfície e fornecendo limites para itens como descarbonetação parcial, ≤ 0,13 mm (0,005 pol.) E ataque intergranular, ≤ 0,018 mm (0,0007 pol.), bem como definindo o método de medição e critérios de rejeição. Ouvir o que fazer é uma coisa, mas entender por que isso deve ser feito é outra, que era a verdadeira questão que estava sendo feita aqui.

 

Um Pouco de Teoria [4,5] A descarbonetação total (também conhecida como descarbonetação do tipo 1) é a profundidade na qual a microestrutura da superfície é ferrita livre; ou seja, a profundidade até a qual houve 100% de perda de carbono (Fig. 1). A descarbonetação parcial (também conhecida como descarbonetação do tipo 2 ou tipo 3) é aquela profundidade da superfície onde alguma perda (maior ou menor que 50%, respectivamente) de carbono ocorreu, mas não há profundidade mensurável de descarbonetação completa. Descobriu-se que a perda de carbono da superfície próxima ocorre acima de 700˚C, quando a atmosfera da fornalha contém dióxido de carbono, vapor de água, oxigênio e hidrogênio (Fig. 2). O carbono presente no aço irá interagir com a atmosfera do forno evitados com qualquer atmosfera. A realização de testes usando um forno executando o (s) ciclo (s) de processo, no entanto, é sempre altamente recomendável para determinar os níveis reais de descarbonetação.

e sairá da superfície em fase gasosa nas condições adequadas. Isso resulta em uma mudança na concentração causando a migração de carbono do interior para a superfície, que continua até que um equilíbrio seja restabelecido, criando assim uma profundidade máxima de descarbonetação. Dependendo se o aço está entre as temperaturas crítica inferior (Ac1) e crítica superior (Ac3) ou acima da crítica superior, as taxas de difusão de carbono variam. Temperatura e composição são os principais fatores envolvidos e sua influência varia dependendo do processo (por exemplo, recozimento, normalização) sendo realizado. Um Pouco Mais Fundo [7] Como afirmado, a descarbonetação começa a ocorrer conforme a taxa de carbono na superfície diminui devido à sua reação com o oxigênio, pois essa reação excede a taxa de crescimento da formação de incrustações (óxido de ferro). A escala contribui para a profundidade de descarbonetação (por exemplo, Equação 1 sendo típica). A descarbonetação não depende apenas da presença de oxigênio, mas também da interação com outros gases oxidantes na atmosfera, principalmente o vapor d’água e o dióxido de carbono. Em um ensaio controlado, [7] as amostras foram descarbonetadas e os resultados medidos para atmosferas com baixo nível de oxigênio e ar (Tabela 1).

A perda de dureza foi cuidadosamente documentada (Fig. 3). Esses testes encontraram a profundidade máxima de descarbonetação em cerca de 0,51 mm (0,020 pol.), O que se correlaciona bem com as informações da AMS. FeO + CFe → Fe + CO(g) [1] Resumo A escolha da atmosfera correta do forno, temperatura e, em menor grau, o tempo em temperatura são variáveis importantes para compensar o efeito da descarbonetação. Como se viu neste caso específico, a questão envolvia a necessidade de nitrogênio como uma atmosfera de cobertura durante a normalização a 955˚C ou se o processo poderia ser feito em um forno câmara a gás com o material protegido pelos produtos da combustão. Uma vez que a remoção mínima de material foi de 1 mm (0,039 polegada) e os tempos de imersão foram de quatro horas ou menos, os efeitos deletérios da descarbonetação poderiam ser evitados com qualquer atmosfera. A realização de testes usando um forno executando o (s) ciclo (s) de processo, no entanto, é sempre altamente recomendável para determinar os níveis reais de descarbonetação.

Fonte: Texto: DANIEL H. HERRING – +1 630-834-3017-  dherring@heat-treat-doctor.comRevista Industrial Healing – Out a Dez 2020

Aplicação de um novo Tratamento Térmico para refinamento de microestruturas bainíticas em um aço de baixo carbono resfriado continuamente

Pedro José de Castro, Thiago Marques Ivaniskia, Antonio Carlos de Figueiredo Silveira, Cristiano José Turra, Alexandre da Silva Rocha, Laboratório de Transformação Mecânica (LdTM), Universidade Federal do Rio Grande do Sul (UFRGS), Porto Alegre, Brasil.
A crescente demanda em vista da eficiência energética no setor industrial exige que este setor apresente inovações tecnológicas e científicas continuamente. O setor de beneficiamento do aço, um dos caminhos em que a indústria e a academia vêm buscando melhorias é por meio da substituição de aços martensíticos, que demandam dispendiosos tratamentos térmicos posteriores visando ajustes de propriedades, alívio de tensões e correções de distorções. Uma das respostas a esse desafio é o emprego de aços bainíticos resfriados continuamente. Estes materiais visam atingir suas propriedades mecânicas de produto logo após seu processamento termomecânico, por meio de um resfriamento contínuo de ar. O presente trabalho visou estudar a evolução microestrutural de um aço desta categoria em frente a um tratamento térmico baseado nos conceitos de uma nova classe comercial de aços, chamados “aços bainíticos nanoestruturados”. Para tanto, uma rota térmica que introduziu alta energia motriz no início da transformação bainítica foi desenvolvida. Além disso, buscou-se por meio da simulação computacional, modelar a rota de resfriamento do corpo de prova, visando mapear as taxas de resfriamento ponto a ponto e obter maior controle do processo para futuras otimizações.
Conclui-se o contexto termodinâmico estabelecido pelo tratamento térmico de dois passes introduz uma matriz de bainita em ripas com maior dureza do que a matriz de bainita granular, que é presente no material em condição de recebimento.

Atualmente há um grande interesse econômico e ambiental na substituição dos aços martensíticos por aços que obtenham propriedades mecânicas equivalentes ou superiores com a utilização de tratamentos térmicos posteriores como o Revenimento da microestrutura para ajuste de propriedades. Uma alternativa que está se consolidando para esta questão é a utilização de aços bainíticos. Esta classe de aços, que tem sido extensivamente investigada nas últimas décadas, oferece propriedades mecânicas formidáveis para uma vasta gama de composições químicas e rotas de processamento termomecânico. Os aços bainíticos resfriados continuamente são uma das classes promissoras de novos materiais para a obtenção de propriedades finais a partir do tratamento termomecânico seguido por resfriamento contínuo em ar. Com a utilização desta rota, descarta-se a necessidade do revenimento e do processo de têmpera. Além disso, para os aços bainíticos resfriados continuamente com baixo teor de carbono, há possibilidade de utilização dessas ligas para a soldagem sem grandes complicações. Porém, mesmo com as qualidades das novas classes de aços bainíticos, existe uma lacuna entra as propriedades mecânicas oferecidas pelos aços martensíticos temperados e revenidos e os aços bainíticos.

Para tanto, faz-se necessário o aperfeiçoamento da composição química e rotas termodinâmicas de processamento para esses novos materiais, visando fechar ou superar esta lacuna de propriedades.

A classe dos aços baianíticos nanoestrururados, que é uma classe de aços de médio para alto carbono, é um exemplo de sucesso entre aplicação dos conceitos teóricos do design de ligas bainíticas e escala industrial. Estes materiais alcançam as maiores resistências a tração para a classe de aços bainíticos (aproximadamente 2500 mpa) e, devido a sua rota de processamento, podem ser comercializadas em uma vasta gama de diâmetros de barra. O ponto chave destes materiais está no controle do desenvolvimento bainíticos na nano escala. Isto é realizado com banhos isotérmicos em baixíssimas temperaturas que, devida a alta força motriz de transformação, refinam os feixes de bainita e, por conseguinte, as ilhas restantes de austenita retida. A bainita produzida por este processamento apresenta morfologia acicular, agrupada em pacotes com direção de crescimento clara e, portanto, é denominada bainita em ripas (BR). Esse tipo de morfologia se destoa bastante dos aços processados por resfriamento ao ar, que apresentam uma morfologia sem direção de crescimento evidente, aparentemente aleatória, chamada bainita granular. (BG). Porém, os aços nanoestruturados necessitam de tratamentos de altíssima duração, podendo chegar a tratamentos com duração de meses, o que limita o ferramental disponível para sua produção. Nesse quesito, os aços de baixo carbono apresentam a clara vantagem, de maneira que a transformação bainítica cessa em questão de minutos.

Esse trabalho tem como objetivo a aplicação e modelamento por simulação computacional de uma nova rota térmica em aços bainíticos de baixo teor de carbono resfriados ao ar. Para tanto, desenvolve-se uma rota composta por um resfriamento contínuo em dois passos: o primeiro, em um meio de alta taxa de resfriamento e o segundo ao ar. O intuito disto, foi unir as qualidades de um resfriamento ao ar às vantagens de um tratamento térmico em baixas temperaturas, conferindo à bainita melhores propriedades mecânicas. O tratamento térmico foi acompanhado termopares distribuídos ao longo do corpo de prova. A partir dos dados gerados pelos termopares, se desenvolveu um modelo por simulação de elementos finitos do tratamento térmico empregado com o objetivo de avaliar a variação dos campos de temperatura ponto a ponto, o que permitiu calcular as taxas de resfriamento para toda a geometria do corpo de prova. Este trabalho está incorporado no escopo do projeto “Energy Efficient Manufacturing Chain for Advanced Bainitic Forging Steels Based On Thermo-Mechanical Processing”, vinculado ao programa Brazilian-German Collaborative Research Initiative on Smart Connect Manufacturing (BRAGECRIM), que visa estudar a viabilidade da aplicação de aços bainíticos ao processo de forjamento e posterior resfriamento contínuo, a fim de reduzir o consumo energético e reduzir o tamanho da cadeia de processos na fabricação de componentes mecânicos.

 

Composição química

No presente estudo foi utilizado o aço DIN 18MnCrSiMo6-4 (HSX 130) Swiss Steel, Suíça, cuja composição química é apresentada na Tabela 1.

Geometria dos corpos de prova e resfriamento contínuo em dois passos

 O corpo de prova (CP) utilizado neste trabalho foi de tarugos cilíndricos simples, com geometria utilizada normalmente em tratamentos termomecânicos, como no caso de um forjamento. As dimensões do CP e as posições dos termopares utilizados são apresentadas na Fig. 1.

O primeiro passo para definição do tratamento térmico de dois passes foi a escolha de uma temperatura para início da transformação bainítica. A temperatura escolhida foi de 450°C aproximadamente 70°C acima da linha da região de início de transformação martensítica (linha Ms) do aço em questão. Esta temperatura é baixa suficiente para evitar o início da transformação martensítica. A rota térmica desenvolvida é ilustrada na Figura 1, plotada sobre o diagrama de transformação em resfriamento contínuo (contínuos cooling transformation curve, CCT) do aço utilizado. É importante notar que, devido geometria do corpo de prova utilizado, há gradientes de temperaturas formados entre as regiões do núcleo e as regiões externas e, portanto, as transformações devem ocorrer em temperaturas diferentes. As curvas de resfriamento para as regiões do núcleo e extremidades esperadas são também ilustradas na Fig. 1

 

Com base nas rotas térmicas desenvolvidas, foram então realizados tratamentos térmicos preliminares em óleo e água, visando encontrar o meio de resfriamento mais adequado. Os dados obtidos destes ensaios permitiram estimar o tempo necessário de permanência no banho líquido no primeiro passo de resfriamento, para que a transformação bainítica começasse no início do segundo passo. As temperaturas de austenitização empregadas foram de 1200ºC e 1000°C, visando avaliar as variações morfológicas da bainita para diferentes tamanhos de grão austeníticos. O tempo de permanência em forno após o encharque foi de 20 minutos.

 

Simulação por elementos finitos

A partir dos dados coletados pelos termopares dispostos ao longo do corpo de prova, fez-se uma análise inversa por meio de simulação baseada em método de elementos finitos (MEF) para obtenção dos coeficientes globais de troca térmica para cada meio de resfriamento utilizado. Considerou-se o corpo de prova como um sistema físico baseado nas equações construtivas de troca de calor. A Equação 1 representa a evolução de temperatura de um sistema, onde esta evolução é igual a competição entre condução interna de calor e sua dissipação de energia:

 

  Onde é a densidade do material  é o calor específico  é a sua condutividade térmica. O valor de  é gerado por tenções plásticas que são dissipadas sob a forma de calor, no caso de materiais que obedecem a lei de Norton-Hoff. Estas são definidas em termos de transferência de calor por radiação, condução e convecção, de acordo com as seguintes equações:

O coeficiente ε é a emissividade do material σ , é a constante de Stefano-Bolzann, Τ  é a temperatura do ambiente externo e é a temperatura do corpo de prova. O valor de h representa o coeficiente global de transferência de calor por condução e convecção durante o processo de tratamento térmico, que varia de acordo com a condutividade térmica , do material e a sua temperatura. Partindo deste princípio, o modelamento do tratamento térmico foi dividido em múltiplos passos dependentes do coeficiente global de transferência de calor e a temperatura em que se encontra o corpo de prova. O tratamento térmico foi modelado pelo software DEFORM®. As condições de contorno utilizadas são apresentadas na tabela 2.

Neste trabalho, visando limitar sua extensão, só serão apresentadas as simulações para o tratamento térmico austenizado a 1000°C.

 

Caracterização do material em estado de recebimento

A microestrutura do material no estado de recebimento é apresentada na Fig. 3 (b), é detalhada a região delimitada pelo retângulo em (a).

A partir da Fig.3 se notam as principais características da bainita granular, que compõe a matriz do material no seu estado como recebido. Neste tipo de microestrutura, a bainita ferrítica é revelada pelas regiões em branco permeada pelos constituintes MA como pequenas cinzas com formato irregular.

As regiões com colocação mais escura são as mais resistentes ao ataque químico, indicando provável maior teor de carbono. Há também a presença de grãos de ferrita poligonal, em consequência da baixa taxa de resfriamento (aproximadamente 1°c/s) ao qual o material foi submetido durante a produção.

Nesta microestrutura os contornos de grãos prévios são parcialmente mantidos, visualmente na Fig. 3b. Isso se deve ao caráter ambíguo do mecanismo de crescimento BG, que apresenta caraterísticas de caráter difusional e adifusional. Desta maneira, o mecanismo de crescimento da BG ainda é alvo de incertezas no campo acadêmico, não ainda estando claro qual o mecanismo regente na formação desta microestrutura.

 

Tratamento térmico de dois passes

A Fig.4 mostra o resultado dos resfriamentos obtidos pelas temperas preliminares plotadas na CCT do aço estudado comparadas com o resfriamento convencional para produção do aço (aproximadamente 1°C). Esta figura apresenta apenas a curva obtida pelo termopar localizado na base dos corpos de prova visto que esta é a região que apresentou maior taxa de resfriamento.

Como previsto, as regiões externas do corpo de prova perderam calor mais rapidamente que o núcleo. No momento que os corpos de prova alcançam a menor temperatura durante o resfriamento, aos 20 segundos, houve uma diferença de, aproximadamente, 40°C entra a base e o topo, que é possivelmente resultado da direção do movimento do corpo de prova dentro do banho líquido o que cria uma camada de vapor responsável por isolar o corpo de prova heterogeneamente. No período da retirada do banho (11s) até a menor temperatura alcançada (20s), nota-se também que a taxa de resfriamento se mantém elevada, sugerindo que há uma transição gradual nos parâmetros de troca térmica durante a transição de meios. Após passar por este regime transitório, as extremidades do corpo de prova passam a ser aquecidas devido ao gradiente de temperatura entre o núcleo e as mesmas.

 

Modelamento por simulação numérica

O modelamento do tratamento térmico considerou inicialmente três etapas representantes do caminho do corpo de prova durante o tratamento térmico, este caminho inicial é aqui tratado como caminho 1.

Para cada etapa foi utilizado um coeficiente global de perda térmica, condutividade e calor específico referente à faixa de temperaturas em que se encontra o material. A Fig. 6 apresenta os diferentes valores de h, k e c utilizados para simulação de cada passo do tratamento térmico.

Pela análise posterior dos dados dos termopares, notou-se que a transição do meio líquido para o ar não resulta em uma variação abrupta do coeficiente de troca térmica do líquido para o ar. Este pode ser considerado como um período de “inércia térmica” (IT), resultando numa transição suave entre os meios de resfriamento. Para tanto, visando modelar esse comportamento, foi implementado um passo intermediário chamado de IT, que possui um coeficiente de transferência de calor intermediário, e diferentes valores de condutividade e calor específico, mostrados na Fig. 6 como um passo intermediário entre os passos 2 e 3 do caminho 1. Este segundo caminho é apresentado na Fig.6, como caminho 2. A Fig.7 apresenta as curvas modeladas sobrepostas aos resultados experimentais para as condições com (Fig.7b) e sem (Fig.7a) o período de inercia térmica. Para a curva com IT, devido a variação dos valores de entrada de condutividade térmica e do calor específico ao fim do primeiro e segundo passos no Caminhon2, foram calculados ajustes matemáticos para os dois seguintes passos, que são apresentados na Fig7.

 

Com base nos resultados da Fig.7, nota-se a importância da implementação de um passo intermediário para englobar a transição entre meios diferentes de resfriamento. Isto sugere que uma complexa interação térmica interna impede que ocorra uma transição entre meios diferentes de resfriamento. Isto sugere que uma complexa interação térmica interna impede que ocorra uma transição abrupta entre os parâmetros da troca de calor do meio de maior taxa de resfriamento para o menor, o que deve ser considerado em tratamentos térmicos com variação na taxa de resfriamento.

Na Fig.8 são apresentados os campos de temperatura resultantes da simulação para o momento de retirada do banho (Fig.8a) e para o momento de menor temperatura para as regiões externas (Fig.8b). Nota-se que as regiões externas do billet devem transformar para martensita devido à alta taxa de resfriamento proporcionada pela água.

Com a evolução do campo de temperaturas é possível que ocorra o auto-revenimento desta martensita, o que assemelha o tratamento em questão com a classe de aços temperados e auto revenidos (quench and self tempered – QST). Os campos de temperaturas também permitiram calcular a taxa de resfriamento média ponto a ponto, associando a microestrutura resultante com sua perspectiva taxa de resfriamento. As taxas de resfriamento calculadas são apresentadas na seção 3.4.

 

Caracterização de material tratado termicamente

 Após a realização do tratamento térmico, devido ao novo contexto termodinâmico no qual ocorreu a transformação bainítica, houve uma mudança da matriz de bainita granular para bainita em ripas. Isso pode ser visualizado pela manutenção dos contornos de grãos prévios o que é uma característica de transformação adifusionais. Outro fator responsável pela derivação morfológica é a maior resistência mecânica da austenita em baixas temperaturas que é possível pelo refino da espessura das ripas bainíticas. Além disso, a alta taxa de resfriamento suprime a formação da ferrita poligonal, gerando uma microestrutura mais homogênea.

A Fig.9 mostra a microestrutura, microdureza e taxa de resfriamento resultantes da austenitização de 1000°C.

Para a condição de austenitização em 1200°C, houve um crescimento de grãos devido à alta temperatura, resultando em uma variação microestrutural notável. A Fig. 10 mostra os resultados microestruturas, de dureza e taxa de resfriamento para esta condição.

Caballero et al, analisaram a variação do tamanho de grão em tratamentos térmicos par a produção de bainita granular. Em seu trabalho, foi concluído que grãos austeníticos prévios maiores devem favorecer a formação de bainita granular. Esse efeito pode ser visto na Fig.10 de bainita granular. Esse efeito pode ser visto como na Fig.10 (a e b), nas quais a identificação dos contornos.de grãos é dificultada em relação a condição de grãos austeníticos menores, mostrado na Fig. 9, o que é atribuído ao caráter disfunsional da formação da bainita granular.

O aumento da dureza no material na condição tratada termicamente teve um aumento em média de, aproximadamente. 50HV. Alguns autores apontam que o mecanismo de aumento de resistência em aços bainíticos. No caso do tratamento térmico de dois passos, o refinamento é alcançado devido ao aumento da resistência mecânica da austenita, que dificulta o avanço da interface bainítica. As técnicas aqui utilizadas não são apropriadas para medição da espessura dos feixes bainíticos, más a dificuldade de resolução da microestrutura do material tratado termicamente aponta para refinamento microestrutural devido a maior quantidade de interfaces presente na Fig.9 e Fig.10 em relação ao material em condição de recebimento. Em relação a microdureza para as condições de maior e menor grãos austeníticos prévios, a condição com grão menor apresenta um pequeno aumento de microdureza, o que pode ser atribuído a maior quantidade de BR para esta condição.

 

Conclusões

As seguintes conclusões podem então ser sumarizadas:

– O modelamento numérico do tratamento térmico de dois passes permitiu calcular as taxas de resfriamento ponto a ponto de prova, associar a taxa de resfriamento e microestrutura resultante;

– O conceito de inércia térmica baseada na transição entre meios de resfriamento com diferentes taxas de resfriamento foi introduzido na simulação e permitiu uma maior aproximação com a curva obtida através dos experimentos físicos;

– O tratamento térmico de dois passos suprime a formação de ferrita poligonal e introduz maiores volumes de bainita em ripas na microestrutura de um aço resfriado continuamente. Houve um aumento de dureza do material após o tratamento térmico, atribuído ao refinamento da espessura dos feixes de bainita.

 

 

Fonte:
Revista Industrial Heating
Jul a set/20
Páginas 41 a 47.

Carbonitretação de Parafusos

A carbonitretação de parafusos é de importância crítica para sua funcionalidade e um dos tratamentos térmicos de endurecimento mais comuns.

Estudar como o processo funciona nesta aplicação ajudará a esclarecer todos os processos de carbonitretação. Vamos aprender mais.

A carbonitretação a gás é uma forma modificada do processo de cementação e não uma forma de Nitretação.  Neste processo, tanto o carbono (C) quanto o nitrogênio (N) são introduzidos na superfície de aço pela introdução de amônia (NH) e um gás enriquecedor de hidrocarbonetos na atmosfera do forno, a fim de adicionar nitrogênio à camada cementada à medida que está sendo produzida. (Fig. 1).

O processo de Carbonitretação

 

Normalmente, a carbonitretação é feita em uma temperatura mais baixa do que a cementação

– 700 – 900C – e por um tempo mais curto. Combine isso com o fato de que o nitrogênio inibe a difusão de carbono e o que geralmente resulta é um caso mãos raso do que o típico para peças cementadas. Uma camada carbonitretada geralmente tem 0,075 – 0,75 mm de profundidade.

É importante notar que um contribuidor comum para profundidades não uniformes de revestimento é começar a adição de amônia antes que a carga seja estabilizada na temperatura. Esse erro geralmente ocorre em fornos descontínuos que iniciam as adições de gás assim que o setpoint se recupera ou em fornos contínuos onde as peças não estão em temperatura.

É melhor introduzir um atraso de tempo para que toda a carga atinja a temperatura. Lembre-se também de que, quando termina a adição de amônia, começa a dessorção de nitrogênio.

A faita de temperatura para carbonitretação não é arbitrária. A decomposição térmica da amônia é muito rápida em temperaturas de austenitização mais altas, o que limita a disponibilidade de nitrogênio. Uma estrutura quebradiça é formada em temperaturas mais baixas. Fornos operacionais abaixo de 760°C também podem representar uma preocupação de segurança.

A carbonitretação é conhecida por muitos nomes ao longo dos anos, incluindo “cianeto seco”, “cianeto a gás”, “nicarbonato” e “nitrocarnonetação”. (Hoje a nitrocarbonetação é usada para descrever outro tipo de processo de endurecimento).

 

Conteúdo de Nitrogênio da Camada

 

O nitrogênio no aço carbonitretado aumenta a temperabilidade e possibilita a formação de martensita em aços carbono simples e de baixa liga que inicialmente tem baixa temperabilidade. Os exemplos incluem SAE 1018, 12L14 e 1117 que podem ser transformados no caso em mastensita devido à redução da taxa de resfriamento crítico necessária para transformar o aço. Os nitretos formados contribuem para uma elevada dureza superficial.

Aços carbonitretados cobrem uma ampla seção transversal, incluindo aqueles nas séries SAE 10xx, 11xx, 12xx, 13xx, 15xx, 40xx, 41xx, 46xx, 51xx, 61xx, 86xx e 87xx. Entretanto, teores de carbono tão altos quanto 0,50% nessas mesmas séries são carbonitretados para profundidades de camada de até cerca de 0,3mm.

O nitrogênio – como o carbono, o Manganês e o níquel – é um estabilizador da austenita. Portanto, a austenita retida é uma preocupação após a têmpera. A redução da porcentagem de amônia reduzirá a quantidade de austenita retida e deve ser feita se as reduções na dureza ou na resistência ao desgaste não puderem ser toleradas. Outra consequência do nitrogênio muito alto é a formação de vazios ou porosidade.Em geral, o teor de nitrogênio na superfície não deve ser superior a 0,40%.

Uma variação comum na carbonitretação é introduzir amônia próximo ao final do ciclo de cementação, normalmente 15-30 minutos antes de a carga ser temperada. Qualquer perda de temperabilidade que possa ocorrer devido a oxidação interna (ou intergranular) é parcialmente compensada pela absorção de nitrogênio.

 

Resistência ao Revenimento

 

Vários outros produtos devem ser mencionados. O nitrogênio na camada carbonitretada aumenta a resistência do aço ao amolecimento. É por isso que temperaturas de revenido mais altas de até 225°C são frequentemente usadas em peças carbonitretadas.

A resistência ao Revenimento se manifesta em melhor resistência ao desgaste. As engrenagens carbonitretadas, por exemplo, frequentemente exibem melhores propriedades de desgaste do que as engrenagens cementadas. Além disso, muitas peças de camada rasa e seção fina feitas de aço sem liga, como punções de corte e vinco, podem ser usadas sem revenimento.

A profundidade da camada é uma função do tempo na temperatura (Fig.2). Os dados coletados na Fig.2 mostram uma distribuição considerável e são representadas como uma largura de banda, o que é explicado pelos autores originais como “nada surpreendente devido às diferenças nas definições de profundidade de camada e métodos de medi-la, falta de conhecimento preciso do período de tempo durante o qual uma determinada parte está realmente na temperatura do forno e o efeito da variação do tempo de aquecimento”.

 

 

 

Durante a carbonitretação, o nitrogênio é adicionado na forma de amônia, uma vez que a dissociação, ou quebra da amônia produzirá nitrogênio atômico (ou nascente) em oposição ao 00mas se a dissociação ocorrer na superfície do aço, o nitrogênio nascente pode se difundir no aço simultaneamente com o carbono (Fig. 3).

 

A carbonitretação é normalmente realizada na faixa de temperatura de 800-900°C, mas temperaturas tão baixas quanto 700°C são algumas vezes usadas (Fig.4). A faixa ideal parece estar entre 845-870°C. As taxas de penetração são de até 50% mais rápidas do que a cementação. Por exemplo, a carbonitretação a 850°C e a cementação a 900°C produzem aproximadamente a mesma profundidade de camada na mesma quantidade de tempo.

 

 

Uma vez que a carbonitretação é normalmente feita em temperaturas mais baixas e por tempos mais curtos do que a cementação gasosa, ela produz profundidade de camadas mais rasas, porém mais duras (Fig.5), geralmente não maior que cerca de 0,030 polegadas no máximo.

 

 

Os fixadores carbonitretados são normalmente montados (Fig. 6a) e gravados (Fig. 6b) para revelar seu padrão de profundidade de camada e microestrutura.

 

 

As razões para profundidades de camada mais rasas em peças carbonitretadas incluem:

  • A carbonitretação geralmente é feita em temperaturas mais baixas e por tempos mais curtos do que a cementação gasosa.
  • A adição de nitrogênio é menos controlada do que a adição de carbono. Isso leva a um excesso de nitrogênio no aço e, consequentemente, a altos níveis de austenita retida. O aumento da porosidade pode ocorrer quando os tempos de ciclo são muito longos.

 

A carbonitretação, assim como a cementação, é usada principalmente para produzir uma camada dura e resistente ao desgaste. Esta camada tem maior temperabilidade do que uma camada cementada. Consequentemente, a carbonitretação cria uma camada mais dura em aços de baixo carbono ou baixa liga.

 

As vantagens específicas da carbonitretação para fixadores em comparação com a cementação incluem:

  • Uma camada carbonitretada tem melhor temporabilidade do que uma camada cementada.  Isso se deve à adição de nitrogênio na camada superficial.
  • Enriquecimento mais rápido em carbono, o que resulta em um tempo de tratamento mais curto em temperatura mais baixa.
  • Melhor resistência ao desgaste e ao amolecimento (em temperaturas de serviço elevadas).
  • Melhores propriedades de fadiga, ou seja, limites de fadiga mais elevados do que peças cementadas.
  • Menor custo de operação devido às temperaturas mais baixas e tempos de ciclo mais curtos envolvidos.

Resumo

A carbonitretação é uma excelente escolha para fixadores de baixo teor de carbono e materiais semelhantes que requerem uma camada uniforme, mas rasa, com boas propriedades de desgaste. Em geral, os tratadores térmicos que executam esses processos têm uma grande experiência e o Know-how prático para controlar o tempo, a temperatura e as atmosferas do forno para atingir as propriedades e profundidades de camada exigidas.

 

 

Fonte: Revista Industrial Heating Brasil

Julho a setembro/2020.

 

 

 

Perguntas frequentes e como soldar ligas resistentes ao calor: Confissões de um Metalurgista

Marc Glasser – Rolledalloys; Temperance, Michigan, EUAA escolha e o processamento de ligas resistentes ao calor sempre levantam questões metalúrgicas. Vamos fornecer algumas respostas.

Como metalúrgico, muitas vezes me pedem assistência em questões metalúrgicas relacionadas a produtos e seleção de liga. Aqui estão as perguntas mais frequentes e um guia para responder a essas perguntas.

https://www.grefortec.com.br/equipamentos/servicos/pecas-de-reposicao/

 

Qual é a melhor liga para usar na minha nova aplicação?

A melhor escolha de liga depende de muitos fatores, incluindo temperatura máxima do metal, atmosfera, Severidade do ciclo térmico, processos pretendidos e Frequência esperada de uso.

Nas instalações de tratamento térmico, 871°C seria a primeira temperatura crítica. Operações como recozimento e endurecimento neutro de aços carbono são realizadas principalmente em temperaturas inferiores a 871°c. As atmosferas para esses processos incluem ar, gás inerte ou gás endotérmico de baixo potencial que corresponde ao teor de carbono na liga que está sendo tratada termicamente.

Para ambientes de ar e gás inerte, os aços inoxidáveis, incluindo 309, 310 e 253MA, seriam preferidos por causado custo relativamente baixo. No caso de endurecimento neutro em um ambiente endotérmico com baixo potencial de carbono, uma liga com pelo menos 35% de níquel seria preferida para resistir à cementação, uma vez que o teor de carbono da liga seria sensivelmente menor do que o aço que está sendo tratado termicamente. Os aços inoxidáveis não resistem à difusão de carbono e rapidamente se tornam quebradiços e quebram.

Fig.1: Tratamento mostrando dispositivos de carga com peças

 

Os aços inoxidáveis estão sujeitos a fragilização na fase sigma ao longo do tempo entre 594°c e 871°c. À temperatura ambiente, uma peça quebradiça pode se partir no impacto e uma empilhadeira. A têmpera líquida tem o potencial de causar rachaduras assim que a fase sigma se formar. Por esse motivo, uma liga com maior teor de níquel deve ser usada para dispositivos que entrarão em uma têmpera líquida. No caso da planicidade ser crítica, um material com maior resistência afluência ou fusão deve ser considerado.

A nitretação é realizada bem abaixo de 871°c. Apesar disso, os aços inoxidáveis não são adequados para nenhuma operação de nitretação, porque não resistem efetivamente à nitretação. Uma liga com pelo menos 35% de níquel seria necessária aqui. As opções mais comuns seriam RA330ou 600. As ligas 601 e X também podem ser usadas.

Em temperaturas de 871-982°c, a força de fluência e a resistência às atmosferas tornam-se os principais fatores. 309, 310 e RA330 exibem força de fluência utilizável a cerca de 982°c. O 253MA possui força de fluência utilizável bem acima de 982°c. As ligas de níquel 600, 601 RA333,602CA, HR120, Haynes 214 e peças fundidas resistentes ao calor têm resistência à fluência utilizável de até 982°c e, em alguns casos, além.

Todas essas ligas podem ser usadas em ambientes inertes ou a ar a 982°c. A cementação é tipicamente realizada entre 871 e927°c. É necessário um mínimo de 35% de níquel para resistência a cementação. RA330 e 600 são as ligas calandradas mais usadas. As ligas 601 e X são às vezes usadas em aplicações de cementação. As peças fundidas com alto níquel podem ser usadas para dispositivos quando a linearidade é crítica, mas expostas ao alto carbono, elas são quebradiças e suscetíveis a rachaduras, principalmente quando sujeitas a têmpera por água.

E quanto a temperaturas acima de 982°c?

Aços inoxidáveis e ligas de níquel são recozidos e aços Inoxidáveis são endurecidos acima de 982°c. Dispositivos e Os fornos para essas operações exigirão ligas com resistência à fluência utilizável acima de 982°c. Essas ligas incluem peças fundidas 601, RA333, 602CA e alto níquel (Fig. 1).

Ocasionalmente, ligas como HR120 e Haynes 214 também podem ser usadas. Todas essas graduações em níquel calandrado resistem à têmpera repetida em líquidos, embora seja esperado que eles mostrem alguma distorção. Todas essas ligas também devem apresentar resistência à cementação.

Um aço inoxidável, 253MA, possui resistência à Oxidação até 1093°C e resistência a fluência utilizável até 1150°C. Diferentemente das ligas de níquel, o 253MA não apresenta resistência a cementação, e seu limite de oxidação diminui na presença de vapor de água. É adequado em ambientes apenas com ar a 1093°C em atmosferas inertes a 1150°C, todas as superfícies metálicas devem estar em Atmosferas inertes, não apenas nas superfícies internas.

Fig.2: Cesto típico de tratamento térmico fabricado com arame de barra.

Essas ligas de níquel caras são economicamente viáveis?   

Os custos relativos dos vários materiais de placa e chapa são Mostrados na Tabela 1(base Maio 2019). A Placa 316L de aço Inoxidável é usada como linha de base. Todas as outras ligas terão uma proporção que reflete seu preço em comparação com a chapa de 316L. O material com uma proporção de 3 é três vezes o custo da chapa de 316L. A tabela é apenas para comparação e estimativa.

Custos versos os benefícios devem ser considerados caso a caso. Um bom exemplo é decidir entre tubos radiantes fundidos ou calandrados. A experiência mostra que um tubo radiante de três pernas a partir de um tubo fundido com parede de 3/8 polegadas dura em média quatro anos. Por um custo aproximado de 40%, a mesma configuração de tubo pode ser fabricada a partir de uma folha de 602CA com parede com apenas 1/8 de polegada de espessura e dura quase nove anos.

Essa vida adicional mais do que compensa o custo inicial adicional do material calandrado. Além disso, a semana de tempo perdido para substituição de tubos pode valer muito mais em receita adicional. As economias gerais ao longo da vida útil do tubo são bastante significativas se uma organização puder esperar de 8 a 9 anos para realizar toda a economia. Um caso semelhante pode ser feito para a substituição de mufla de forno continuo por uma liga 602CA.

Outra aplicação significativa são os dispositivos soldados (Fig.2) em vez de fundidos. Algumas das grades em RA330 Distorcerão após uso prolongado e contínuo. As grades fundidas não entortam. Elas vão começar a rachar em algum Momento. Com base nos custos dos componentes, pode não haver justificativa para mudar para soldado. Se uma grade soldada mais leve puder ser usada e puder suportar uma peça extragrande ou mais de uma peça grande e ainda assim estiver dentro do limite de capacidade de forno, no entanto melhorias significativas na produtividade poderão ser feitas porque agora você está usando mais os BTUs do forno para aquecer mais peças em vez de dispositivos. Essas economias podem ser significativas.

Fig. 3 : Fluxo retido na solda a arco

Como soldo essas ligas entre si e com outras ligas?

Informações sobre soldagem podem ser encontradas nos sites dos fornecedores, produtores e distribuidores de metais especiais. Existem algumas combinações exclusivas de soldagem nas quais a orientação não é facilmente encontrada. Dois desses casos são a soldagem de ligas resistentes ao calor em aços carbono e soldagem de ligas resistentes ao calor em peças resistentes ao calor fundidas.

A soldagem de aço carbono a ligas de aço inoxidável e de níquel resistentes ao calor pode ser complicada para muitos soldadores, porque as técnicas usadas para produzir boas soldas em aços carbono são exatamente o que NÃO deve ser usado para produzir boas soldas em ligas resistentes ao calor. Nos aços carbono, a soldagem aquece o metal para líquido e a 35% de níquel seria necessária aqui. As opções mais comuns seriam RA330ou 600. As ligas 601 e X também podem ser usadas.

Em temperaturas de 871-982°c, a força de fluência e a resistência às atmosferas tornam-se os principais fatores. 309, 310 e RA330 exibem força de fluência utilizável a cerca de 982°c. O 253MA possui força de fluência utilizável bem acima de 982°c. As ligas de níquel 600, 601 RA333,602CA, HR120, Haynes 214 e peças fundidas resistentes ao calor têm resistência à fluência utilizável de até 982°c e, em alguns casos, além. Todas essas ligas podem ser usadas em ambientes inertes ou a ar a 982°c.

A cementação é tipicamente realizada entre 871 e927°c. É necessário um mínimo de 35% de níquel para resistência a cementação. RA330 e 600 são as ligas calandradas mais usadas. As ligas 601 e X são às vezes usadas em aplicações de cementação. As peças fundidas com alto níquel podem ser usadas para dispositivos quando a linearidade é crítica, mas expostas ao alto carbono, elas são quebradiças e suscetíveis a rachaduras, principalmente quando sujeitas a têmpera por água.

E quanto a temperaturas acima de 982°c?

Aços inoxidáveis e ligas de níquel são recozidos e aços Inoxidáveis são endurecidos acima de 982°c. Dispositivos e Os fornos para essas operações exigirão ligas com resistência à fluência utilizável acima de 982°c. Essas ligas incluem peças fundidas 601, RA333, 602CA e alto níquel (Fig. 1).

Ocasionalmente, ligas como HR120 e Haynes 214 também podem ser usadas. Todas essas graduações em níquel calandrado resistem à têmpera repetida em líquidos, embora seja esperado que eles mostrem alguma distorção. Todas essas ligas também devem apresentar resistência à cementação.

Um aço inoxidável, 253MA, possui resistência à Oxidação até 1093°C e resistência a fluência utilizável até 1150°C. Diferentemente das ligas de níquel, o 253MA não apresenta resistência a cementação, e seu limite de oxidação diminui na presença de vapor de água. É adequado em ambientes apenas com ar a 1093°C em atmosferas inertes a 1150°C, todas as superfícies metálicas devem estar em Atmosferas inertes, não apenas nas superfícies internas.

Essas ligas de níquel caras são economicamente viáveis?   

Os custos relativos dos vários materiais de placa e chapa são Mostrados na Tabela 1(base Maio 2019). A Placa 316L de aço Inoxidável é usada como linha de base. Todas as outras ligas terão uma proporção que reflete seu preço em comparação com a chapa de 316L. O material com uma proporção de 3 é três vezes o custo da chapa de 316L. A tabela é apenas para comparação e estimativa.

Custos versos os benefícios devem ser considerados caso a caso. Um bom exemplo é decidir entre tubos radiantes fundidos ou calandrados. A experiência mostra que um tubo radiante de três pernas a partir de um tubo fundido com parede de 3/8 polegadas dura em média quatro anos. Por um custo aproximado de 40%, a mesma configuração de tubo pode ser fabricada a partir de uma folha de 602CA com parede com apenas 1/8 de polegada de espessura e dura quase nove anos.

Essa vida adicional mais do que compensa o custo inicial adicional do material calandrado. Além disso, a semana de tempo perdido para substituição de tubos pode valer muito mais em receita adicional. As economias gerais ao longo da vida útil do tubo são bastante significativas se uma organização puder esperar de 8 a 9 anos para realizar toda a economia. Um caso semelhante pode ser feito para a substituição de mufla de forno continuo por uma liga 602CA.

Outra aplicação significativa são os dispositivos soldados (Fig.2) em vez de fundidos. Algumas das grades em RA330 Distorcerão após uso prolongado e contínuo. As grades fundidas não entortam. Elas vão começar a rachar em algum Momento. Com base nos custos dos componentes, pode não haver justificativa para mudar para soldado. Se uma grade soldada mais leve puder ser usada e puder suportar uma peça extragrande ou mais de uma peça grande e ainda assim estiver dentro do limite de capacidade de forno, no entanto melhorias significativas na produtividade poderão ser feitas porque agora você está usando mais os BTUs do forno para aquecer mais peças em vez de dispositivos. Essas economias podem ser significativas.

Como soldo essas ligas entre si e com outras ligas?

Informações sobre soldagem podem ser encontradas nos sites dos fornecedores, produtores e distribuidores de metais especiais. Existem algumas combinações exclusivas de soldagem nas quais a orientação não é facilmente encontrada. Dois desses casos são a soldagem de ligas resistentes ao calor em aços carbono e soldagem de ligas resistentes ao calor em peças resistentes ao calor fundidas.

A soldagem de aço carbono a ligas de aço inoxidável e de níquel resistentes ao calor pode ser complicada para muitos soldadores, porque as técnicas usadas para produzir boas soldas em aços carbono são exatamente o que NÃO deve ser usado para produzir boas soldas em ligas resistentes ao calor. Nos aços carbono, a soldagem aquece o metal para líquido e a solidificação e o sub sequente resfriamento são análogos ao resfriamento e revenimento. O resfriamento rápido forma uma fase quebradiça, conhecida como martensita, que deve ser revenida para evitar a auto-rachadura.

O pré-aquecimento e o pós-aquecimento diminuem o resfriamento o suficiente para impedir a formação de martensita ou revenir suficientemente qualquer martensita formada. Na soldagem de liga de níquel resistente ao calor, o material é sempre uma fase única: austenita. Não há transformação de fase e, portanto, nenhum endurecimento. Em vez disso, esses materiais precisam ser rapidamente resfriados através da faixa de temperatura em que a liga solidifica.

Essa é a chave para impedir que essas soldas se quebrem. A seleção de ligas é fundamental para produzir uma solda sem rachaduras. Para aços inoxidáveis a aços carbono, o fio 309 é a liga de sua escolha. Para ligas de níquel e aço carbono, o fio 82 é a liga usada com mais frequência.

Sondagem de metais resistentes ao calor

Outras opções de ligas de níquel para aço carbono incluem RA330-04 e RA333. Ao soldar novas peças fundidas em liga de níquel resistente ao calor, 309 e 82 são as ligas mais comuns de escolha. OS RA330-04, RA333 E RA602CA também foram utilizados, dependendo da química da fundição.

A soldagem de reparo de peças fundidas usadas é muito mais complicada. As peças fundidas tornam-se fragilizadas pelo serviço contínuo. Simplesmente verificar como o produto fundido é magnético pode ajudar determinar se o reparo da solda é viável.{1} Ligas altamente magnéticas são quebradiças e propensas a trincas.

Quando há apenas magnetismo leve ou apenas um leve puxão, as chances de reparo bem-sucedido da solda aumentam. O processo de arco metálico protegido é o método preferido para reparo de soldagem.

A soldagem a arco GMAW (Gas Metal Arc. Welding) ou gás-metal (geralmente chamada de MIG) e a soldagem a arco GTAW (GasTungsten Arc. Welding) ou gás de tungstênio (muitas vezes referida como TIG) são os métodos preferidos para soldar ligas resistentes ao calor. Ambos os processos de arco empregam consumíveis de metal nu e requerem blindagem de gás inerte.

A soldagem com fio desencapado é preferida para a fabricação de ligas resistentes ao calor. No entanto, a soldagem de arco ou vareta de metal blindado é preferida para soldagem de reparo, onde a proteção é fornecida pelo fluxo e pelos gases do revestimento do fluxo. A soldagem a arco de núcleo de fluxo é outro processo de soldagem no qual os fluxos e os gases de proteção fornecem proteção.

A soldagem a arco com arames tubulares e fluxo no núcleo é um processo produtivo capaz de funcionar em alta velocidade. Essas velocidades rápidas são suficientes para prender as partículas de escória na solda (Fig. 3) antes que elas possam subir à superfície. A escória se torna um defeito nesses casos. Embora não seja tão prevalente, o aprisionamento de escória também pode ocorrer em processos de arco metálico protegido. Por esses motivos, qualquer método de solda que cria escória é menos preferido, exceto na soldagem de reparo, onde o processo de aderência pode produzir os melhores resultados e o mínimo de trincas.

Figura 4 : Distorção devido a gradientes térmicos

Quando devo usar material calandrado/soldado e quando devo usar uma peça fundida?

Existem razões convincentes para justificar o uso de materiais trabalhados e fundidos em aplicações resistentes ao calor. As principais vantagens das peças fundidas incluem: maior resistência à fluência devido ao maior carbono, custos unitários mais baratos quando podem ser produzidos em massa; a capacidade de projetar e fabricar formas complexas: e a capacidade de fundir químicas mais complexas com porcentagem mais altas de elementos de liga benéficos, como cromo (Cr) e alumínio (Al).

As vantagens dos materiais trabalhados incluem: menor custo para quantidades menores, melhores estoques de materiais forjados, facilidade de fabricação, melhor soldabilidade (principalmente para trabalhos de reparo), disponibilidade de tamanho individual menor e prazos de entrega tipicamente mais curtos para pedidos de menor quantidade.

Outra consideração é quando o mais leve é melhor. Um tubo radiante fundido, com maior resistência à fluência do que um tubo calandrado e soldado, parece ser a melhor opção. No entanto, um tratador térmico comercial usava um tubo radiante calandrado de 602CA e parede de 1/8 de polegada, que durava um pouco mais do que o dobro do tempo de um tubo fundido de parede de 3/8 de polegada no mesmo forno. Como o tubo trabalhado pesava 1/3 do tamanho do tubo fundido e tinha apenas que suportar seu próprio peso, as propriedades, com alta ductilidade à temperatura, compensavam mais a resistência à fluência do produto fundido.

Existem várias considerações para fundido versus trabalhado no que se refere a grades. É a experiência de muitos tratadores térmicos que as grades fundidas permanecem retas, enquanto as grades soldadas se deformam e entortam. Por outro lado, as grades fundidas frequentemente quebram nas juntas ao longo do tempo. Não há tempo de inatividade real associado à substituição de uma grade quebrada, a menos que a grade quebre durante o tratamento térmico e as peças sejam perdidas; nesse caso, pode haver um tempo de inatividade significativo. As grades fundidas também podem pesar significativamente mais do que a grade soldada.

Isso significa que mais peças podem entrar em uma grade soldada antes que a capacidade do forno seja atingida. Uma grade soldada mais leve também permite que mais BTUs sejam usados para aquecer peças em vez de acessórios, reduzindo os custos unitários do tratamento térmico.

Por que Alguns Equipamentos Racham ou Entortam, Mesmo Quando Operam Abaixo dos Limites de Temperatura Percebidos?

Um fator que muitas vezes é ignorado pelos projetistas de componentes de alta temperatura é a expansão térmica e os gradientes térmicos. O coeficiente de expansão térmica é uma propriedade intrínseca de liga especifica que aumenta com a temperatura. O uso de diferentes materiais com diferentes coeficientes de expansão térmica faz com que um componente cresça mais que outro a temperaturas elevadas.

Componentes grandes podem estar sujeitos a gradientes térmicos quando algumas peças estão na área mais quente do forno e outras são blindadas. As áreas quentes desejam expandir, enquanto as áreas mais frias e protegidas impedem essa expansão. Quando o componente não pode se mover, crescer ou contrair livremente, isso cria tensões no componente e a área restrita pode dobrar ou rachar (Fig. 4).

Os métodos para minimizar o impacto dos gradientes térmicos incluem uma folga planejada, juntas de expansão e uso de materiais mais finos em áreas críticas. Os projetistas precisam observar que os reforços, que são ótimas ferramentas para empregar em temperatura ambiente, têm efeitos opostos em altas temperaturas. Eles impedem o crescimento de outros componentes, o que força a deformação.

Esta liga é usinável ?

Assim como existem sites para ajudar na seleção do fio de solda, existem alguns sites com informações muito específicas sobre números de usinagem e usinabilidade relativa.{3,4}

A maioria das ligas possui um número de usinabilidade relativo que é a porcentagem da velocidade de usinagem da liga em questão em comparação com a velocidade de usinagem da liga em questão em comparação com a velocidade de usinagem da usinagem livre B1112.{3,4} A usinabilidade relativa das ligas comuns resistentes ao calor é mostrada na Tabela 2.

Considere uma empresa que usa 316L regularmente e que agora precisa usinar um componente do RA330. A tabela mostra que o 316L tem uma usinabilidade relativa de 44, enquanto o RA330 tem uma usinabilidade relativa de 24.

Usando esses dados, a velocidade inicial do RA330 deve ser (24/44), ou 55% da velocidade usada para 316. A partir daí, pequenos ajustes podem precisar ser feitos.

Observe que esses números são baseados em ferramentas de aço de alta velocidade. Hoje, essas ligas são geralmente usinadas com ferramentas de metal duro em vez de aços de alta velocidade. As ferramentas de metal duro permitem velocidades mais rápidas, mas na maioria das vezes a usinabilidade relativa não muda.

*RA330 e RA333 são marcas registradas da Rolled Alloys.

*253MA é uma marca registrada da Outokumpu.

*602CA é uma marca registrada da VDM.

*HR120 e Haynes 214 são marcas registradas da Haynes Internacional.

 

A revisão da tradução deste artigo foi gentilmente feita por Luiz Roberto Hirschheimer da Hirschheimer serviços Ltda.

Fonte: Revista Industrial Healing

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