CENTRO UNIVERSITÁRIO DO LESTE DE MINAS GERAIS UnilesteMG Programa de Pós-Graduação em Engenharia Industrial ANDERSON LERIS

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1 CENTRO UNIVERSITÁRIO DO LESTE DE MINAS GERAIS UnilesteMG Programa de Pós-Graduação em Engenharia Industrial ANDERSON LERIS ANÁLISE DAS PROPRIEDADES MECÂNICAS DE PERFIL METÁLICO TUBULAR EM ACO ESTRUTURAL ASTM A572 GRAU 50 APÓS CURVAMENTO PELO PROCESSO DE INDUÇÃO ELETROMAGNETICA Coronel Fabriciano 2010

2 ANDERSON LERIS ANÁLISE DAS PROPRIEDADES MECÂNICAS DE PERFIL METÁLICO TUBULAR EM ACO ESTRUTURAL ASTM A572 GRAU 50 APÓS CURVAMENTO PELO PROCESSO DE INDUÇÃO ELETROMAGNETICA Dissertação apresentada ao Programa de Pós- Graduação em Engenharia Industrial do Centro Universitário do Leste de Minas Gerais, como requisito parcial para obtenção do título de Mestre em Engenharia Industrial Orientadora: Professora Dra. Cláudia Nazaré dos Santos Coronel Fabriciano 2010

3 ANDERSON LERIS ANÁLISE DAS PROPRIEDADES MECÂNICAS DE PERFIL METÁLICO TUBULAR EM AÇO ESTRUTURAL ASTM A572 GRAU 50 APÓS CURVAMENTO PELO PROCESSO DE INDUÇÃO ELETROMAGNETICA Dissertação de Mestrado submetida à banca examinadora designada pelo conselho de Curso do Programa de Pós-Graduação em engenharia, Mestrado em Engenharia Industrial, do Centro Universitário do Leste de Minas Gerais, como parte dos requisitos necessários à obtenção do grau de Mestre em Engenharia Industrial Aprovada em 29 de março de 2011 Por: Cláudia Nazaré Santos, Dra. Prof. PPGE/Unileste-MG. Fabrício Moura Dias, Dr. Prof. PPGE/Unileste-MG. Tulio Magno Fuzessy de Melo, Dr. Pesquisador Especialista Sênior/USIMINAS

4 À minha família e a todos os meus amigos, colegas e professores, que se fizeram presentes durante esta fase de minha vida.

5 AGRADECIMENTOS À minha esposa Eloide, pela compreensão e incentivo. Aos meus filhos Bianca e Bernardo por entenderem minha ausência durante os momentos de estudo e sempre me receberem com sorrisos, abraços e beijos. Aos meus pais, José Paulo e Ana Rosalina pelos ensinamentos, pelo incentivo e por sempre acreditarem em meu potencial. Aos meus irmãos Elerson e Ana Paula pela força e incentivo. À professora Doutora Cláudia Nazaré Santos pelo tempo disponibilizado, pelo bom humor, pelas contribuições acadêmicas, pela paciência e pela amizade. Ao Ricardo Mota e Antonio Cezar Amaral por terem me dado a oportunidade de conhecer o processo estudado neste trabalho e pelo incentivo. A Turma do GGP, ao pessoal da ENGENHARIA e aos demais colegas de trabalho pelo incentivo e colaboração. Aos colegas Flávio Romualdo, Carlos Reis e José Eduardo Salles por me ajudarem incentivando e compartilhando conhecimentos. Ao pesquisador, Professor Doutor Tulio Magno Fuzessy de Melo por sempre estar disponível para me auxiliar quando necessitei. Aos colegas de mestrado com os quais compartilhei os mesmos objetivos e inquietações. Aos professores do mestrado pelos ensinamentos, pelo incentivo e colaboração. Aos demais familiares e amigos que torceram por mim. Ao Doutor Fabio Domingos Pannoni pelas contribuições técnicas. Ao centro de pesquisa da USIMINAS por realizar e os ensaios de dureza e as imagens das microestruturas e das fraturas deste trabalho. À USIMINAS MECÂNICA S/A por ter cedido os materiais para as amostras e pela realização dos ensaios mecânicos deste trabalho. À PROTUBO por se disponibilizar a fornecer informações técnicas referentes ao processo de curvamento por indução eletromagnética.

6 RESUMO O aço é largamente utilizado na fabricação de estruturas metálicas bem como em outras utilizações. Para atender estas aplicações, inúmeros são os processos para transformá-lo. Dentre os processos utilizados, podemos citar o processo de curvamento por indução eletromagnética, responsável pelo curvamento por aquecimento localizado, seguido de conformação mecânica a quente e resfriamento rápido. Esse processo é capaz de alterar as propriedades do material e dependendo da composição química, estrutura cristalina, formato e tamanho de grãos. Tais alterações podem não ser favoráveis para determinadas aplicações. Neste trabalho foram estudados tubos em aço estrutural da norma ASTM A 572 Gr 50 curvados pelo processo de indução e comparados com os mesmos tubos não processados. Foram realizados ensaios mecânicos de tração, Charpy e dobramento conforme norma ASTM A 370 para ambos os casos. Observou-se que houve uma mudança na microestrutura do material, de forma heterogênea da face externa para a face interna devido à diferente taxa de resfriamento que ocorreu nas regiões. O limite de escoamento não apresentou aumento significativo, ao contrário do limite de resistência. Pôde-se observar também um aumento da dureza superficial do tubo curvado de maneira que o processo de curvamento por indução eletromagnética não comprometeu as propriedades mecânicas, apresentando-se como uma aplicação favorável em estruturas metálicas. Palavras-chave: Aço. Curvamento por indução eletromagnética. Propriedades. Construção em Aço.

7 ABSTRACT The steel is widely used in the manufacture of steel structures and other uses to meet these applications, there are a lot of processes to transform it. Among the procedures used, we can mention the electromagnetic induction bending process, responsible for bending by localized heating, followed by the hot forming and rapid cooling. This process can change the properties of the material, depending on its chemical composition, structure, shape and size of grains such changes may not be favorable for certain applications. The structural pipes made with steel following the standard ASTM A 572 Gr 50, bent by the process of induction and compared with the same tubes unprocessed in this study. Mechanical tests of tensile test, Charpy V-notch test, and bending test were performed following ASTM A 370 standard for both cases. It was observed that there was a change in the microstructure of the material heterogeneities of the outside to the inside face due to different rate of cooling that occurred in the regions, the elastic limit is not increased significantly, contrary to the ultimate strength. One can also observe an increase in surface hardness of the bended tube, the bending process by electromagnetic induction did not compromise the mechanical properties presenting itself as a favorable application in steel structures. KEY WORDS: Steel, Induction Bending, Properties, Steel Construction.

8 LISTA DE FIGURAS Figura 1: Reatividade geral de importantes elementos no aço Figura 2: Efeito de diferentes mecanismos de endurecimento na temperatura de transição Figura 3: Efeito do teor de carbono nas curvas de temperatura de transição dos aços perlíticos ferrítícos Figura 4: Aumento incremental na dureza após a têmpera para silício e outros quatro elementos de liga Figura 5: a) Laminador Mannesmann b) Rolo laminador-mandrilador Figura 6: Processo de Extrusão de Tubos. a) Mandrilamento b) Extrusão Figura 7: Processo de fabricação U-O-E de tubos Figura 8: Processo de fabricação de tubos com SAW helicoidal Figura 9: Processo de fabricação de tubos com ERW longitudinal Figura 10: De a) para c) seqüência de calandragem de chapas para a fabricação de tubos calandra de 3 rolos Figura 11: De a) para c) seqüência de calandragem de chapas para a fabricação de tubos calandra de 4 rolos Figura 12: Desenho esquemático de curvamento de tubos por prensagem Figura 13: Desenho esquemático de curvamento de tubos a frio com 3 rolos Figura 14: Desenho esquemático de curvamento de tubos a frio com 4 rolos Figura 15: Curvamento de tubos por cortes em V a) Tubo reto b) Corte em V c) Emenda da região cortada d) Tubo curvado Figura 16: Arco de grande diâmetro fabricado pelo processo de curvamento por cortes em V Figura 17: Esquema do curvamento por indução eletromagnética Figura 18: Processo de curvamento Vista Geral Figura 19: Curvamento por indução a) garra do equipamento b) bobina de aquecimento c) resfriamento com água após o aquecimento d) anel aquecido no tubo Figura 20: Estação Cidade Nova no Rio de Janeiro onde foram utilizados tubos curvados por indução eletromagnética... 36

9 Figura 21: Distribuição esquemática de temperatura ao longo da espessura da parede do tubo Figura 22: Redução da espessura no extradorso da curva com a variação da relação RM / D (raio médio/diâmetro) Figura 23: Aumento da espessura no intradorso da curva com a variação da relação RM / D (raio médio/diâmetro) Figura 24: Distribuição de deformação de tração e compressão em uma curva de raio de 5 vezes o diâmetro (48" x 24 mm - Aço API Grau X65) Figura 25: Efeito da taxa de aquecimento na temperatura de transformação (A 3 ) H.F = faixa de temperatura que compreende ao aquecimento por indução Figura 26: Efeito da taxa e da temperatura de curvamento no tamanho de grão austenítico Figura 27: Diâmetro médio do grão (alternativamente, número de grão ASTM) em função da temperatura de austenitização para o aço 1060 austenitizado por 6 minutos e 2 horas Figura 28: Diagrama de transformação com resfriamento contínuo para aços de alta resistência Figura 29: Estação de metrô Cidade Nova RJ - Fase de Montagem Figura 30: Aeroporto Santos Dumont - RJ Figura 31: Corrimãos curvados Figura 32: Passarela estação cidade nova RJ - Fase de Montagem Figura 33: Dimensão das amostras curvas Figura 34: Dimensão da amostra não curvada Figura 35: Corpo de Prova de ensaio de Charpy Figura 36: Corpo de prova de Tração tubo curvo Figura 37: Corpo de prova de Tração tubo reto Figura 38: Regiões de retirada dos CPS: 1 Linha neutra oposta à solda; 2 Intradorso e 3 extradorso; Figura 39: Posição das imagens metalográficas Figura 40: Posições de medição de dureza a) Tubo curvado b) Tubo reto Figura 41: Microestrutura Tubo reto - Identificação das fases - BA: Bainita - FE: Ferrita - PE: Perlita Figura 42: Microestrutura Tubo reto - Resoluções de 500X e 1000X - 1) Próximo a face externa 2) No centro da espessura 3) Próximo à face interna;... 54

10 Figura 43: Microestrutura típica do Tubo curvado - Identificação das fases - BA: Bainita - FE: Ferrita - BA: bainita - MA: Martensita Figura 44: Microestrutura Intradorso - Resoluções de 500X e 1000X - 1) Próximo a face externa 2) No centro da espessura 3) Próximo à face interna; Figura 45: Microestrutura Extradorso - Resoluções de 500X e 1000X - 1) Próximo a face externa 2) No centro da espessura 3) Próximo à face interna; Figura 46: Microestrutura Linha Neutra - Resoluções de 500X e 1000X - 1) Próximo a face externa 2) No centro da espessura 3) Próximo à face interna; Figura 47: Microestrutura comparativo - Resoluções de 500X e 1000X - 1) À 2mm da Face externa 2) No centro da espessura 3) À 2mm da face interna; Figura 48: Resultados dos ensaios de dureza ao longo da espessura para o extradorso, intradorso, linha neutra e tubo reto Figura 49: Resultado dos ensaios de tração Figura 50: Resultado dos ensaios de tração longitudinal das soldas Figura 51 - Relação LR/LE Figura 52: Alongamento no ensaio de tração Figura 53 - Resultado dos ensaios de Charpy, Tubo reto, Linha Neutra, Extradorso e Intradorso Figura 54: Imagem da fratura do ensaio de Charpy - MEV 1000X - Tubo reto Figura 55: Imagem da fratura do ensaio de Charpy - MEV 1000X - Tubo Curvado Intradorso Figura 56: Imagem da fratura do ensaio de Charpy - MEV 1000X - Tubo Curvado Extradorso Figura 57: Imagem da fratura do ensaio de Charpy - MEV 1000X - Tubo Curvado Linha Neutra Figura 58: Corpo de prova de dobramento - Região da solda - Tubo curvado Figura 59: Corpo de prova de dobramento - Região da solda Tubo reto Figura 60: Variação dimensional como medido após o curvamento... 73

11 LISTA DE QUADROS Quadro 1: Equivalência entre aços estruturais das normas NBR e ASTM Quadro 2: Composição química dos aços estruturais (% em massa) Quadro 3: Propriedades mecânicas dos aços estruturais Quadro 4: Fórmulas para a determinação de carbono equivalente... 20

12 LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS A 1 A 3 ABCEM ABNT Temperatura da reação eutetóide do diagrama de equilíbrio Fe-C; Temperatura de transformação alotrópica de fases em aços no aquecimento, da ferrita para austenita; Associação Brasileira de Construção Metálica Associação Brasileira de Normas Técnicas A cm Temperatura de transformação Fe 3 C; AL Alongamento no ensaio de tração (%) AR ASTM BA Alta resistência na norma NBR7007 American Society for Testing and Materials Bainita; C Graus Celsius CBCA CCT CE CLR COR CP CSR D DIMPLES DRY WALL FE Fe Centro Brasileiro de Construção em Aço; Transformação com esfriamento contínuo; Carbono equivalente; Comprimento de trinca; Resistência à corrosão na norma NBR7007; Corpo de prova; Sensibilidade ao trincamento; Diâmetro; Microcavidades Sistema construtivo a seco que utiliza chapas de gesso acartonado fixadas sobre estruturas metálicas Ferrita Estrutura cúbica de corpo centrado abaixo da temperatura de 912 C no diagrama ferro carbono também chamado de Ferrita.

13 Fe HF HV HV5 LE LR MA MR NBR PCM PE R M SAW STEEL FRAMING U-O-E Estrutura cúbica de face centrada. Localizada entre 1390ºC e 912ºC também chamada de Austenita. Faixa de taxa de aquecimento correspondente ao aquecimento por indução eletromagnética durante o curvamento de tubos; Dureza Vickers Dureza Vickers com 5Kg Limite de escoamento; Limite de resistência; Martensita Média resistência na norma NBR7007 Associação Brasileira de Normas Técnicas; Parâmetro de trinca; Perlita Raio Médio; Soldagem a arco submerso; Painéis formados por guias e montantes estruturais; Etapas do processo de fabricação de tubos com costura (conformação em U, fechamento em O e expansão E );

14 SUMÁRIO 1. INTRODUÇÃO REVISÃO DE LITERATURA Aços estruturais Fabricação de Tubos Tubos sem costura Tubos laminados Tubos Extrudados Tubos com costura Tubos fabricados pelo processo U-O-E Tubos fabricados pelo processo SAW helicoidal Tubos fabricados pelo processo ERW Tubos fabricados pelo processo de calandragem Curvamento de perfis metálicos tubulares Curvamento de tubos a frio Curvamento de tubos a quente Curvamento por indução eletromagnética Variáveis do processo de curvamento por indução eletromagnética Espessura da parede Temperatura de curvamento Velocidade de resfriamento Aplicação de tubos em estruturas metálicas MATERIAIS E PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS Materiais Procedimentos Experimentais Propriedades Mecânicas e Metalografia RESULTADOS E DISCUSSÃO Microestruturas Tubo Reto Tubo Curvado Tubo Curvado Intradorso Tubo Curvado Extradorso Tubo Curvado - Linha Neutra Comparação entre as microestruturas e as propriedades Ensaio de Dureza Ensaio de Tração Ensaio de Charpy Imagens das fraturas do ensaio de Charpy Ensaio de dobramento longitudinal na solda... 72

15 5. CONCLUSÃO SUGESTÃO PARA TRABALHOS FUTUROS REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS... 76

16 13 1.INTRODUÇÃO Até a década de 80, o uso de estruturas metálicas nas áreas da construção industrial e comercial era pouco conhecido no Brasil. Na área da construção residencial, o assunto nem era cogitado por arquitetos e engenheiros, e muito menos pelos proprietários ou investidores. Fatores histórico-culturais decorrentes da falta de produtos siderúrgicos adequados colaboraram com essa realidade. Entretanto, este cenário mudou positivamente nos últimos anos, tanto com relação a materiais e tecnologias disponíveis quanto à demanda por sistemas sustentáveis e de baixo desperdício. O aço tem sido utilizado em diversas aplicações estruturais. Segundo o Centro Brasileiro de Construção em Aço - CBCA, em 2008, o consumo aparente de produtos siderúrgicos cresceu 9%, atingindo a marca recorde de 24 milhões de toneladas. Dentre os setores consumidores finais, o destaque foi o setor da construção civil, cujo consumo foi 21,3% superior ao observado em Este setor ampliou sua participação no consumo aparente de 30,0% em 2007 para 33,4%, em 2008 além de contribuir com o resultado recorde do segmento imobiliário, contribuiu também como a boa performance da construção em aço. Ainda de acordo com o CBCA a demanda na construção em aço apresentou expressivo crescimento de 18% em 2007 em relação ao ano de 2008, dessa forma, a demanda cresceu 6,8% ao ano no período , enquanto o consumo total da construção civil cresceu 6,6% ao ano no mesmo período. Os dados apontam que, de uma demanda total superior a 2,8 milhões de toneladas para construção em aço, os principais destaques foram os aços planos revestidos, destinados a telhas, perfis steel framing e perfis drywall, que passou de 502 mil toneladas em 2007, para 729 mil toneladas (+ 45,1%) em A demanda dos perfis e tubos para estruturas cresceu de 284 mil toneladas para 411 mil toneladas (+ 44,7%) no mesmo período. De acordo com NUIC et. al. (2003), os perfis tubulares apresentam algumas características que propiciam vantagens para a aplicação estrutural, tais como: a forma da seção favorável aos esforços de compressão e torção; os perfis redondos possuem uma área de pintura reduzida, quando comparada com outros tipos de perfis; maior vida útil na proteção contra a corrosão; reduzido coeficiente de arrasto;

17 14 facilidade para a composição de estruturas mistas e para a proteção contra incêndio. Sob o ponto de vista das instalações, os perfis tubulares também podem ser utilizados para serviços, como por exemplo, passagens de tubulações elétrica e hidráulica em seu interior. Além de todas estas características, este tipo de estrutura pode ser bastante explorado sob o ponto de vista estético. A utilização de estruturas tubulares em aço requer vários processos de fabricação visando à adequação às especificações da engenharia e da arquitetura. Alguns processos, como o curvamento por indução eletromagnética, não possuem normas específicas para a fabricação de estruturas sendo necessária a confirmação da manutenção das propriedades mínimas requeridas no projeto. Neste estudo busca-se analisar as propriedades mecânicas de um tubo fabricado a partir de chapas de aço estrutural da norma ASTM A 572 Gr 50 utilizado na fabricação de um edifício após o processo de curvamento por indução eletromagnética, comparando-as com os requisitos dos documentos normativos pertinentes. Neste trabalho foram utilizados tubos com 18 de diâmetro e 14 e 19 mm de espessura. Foram realizados ensaios mecânicos de tração, Charpy e dobramento conforme norma ASTM A 370 (2009) e ensaio de dureza conforme norma NBR NM (2008) em regiões curvadas do tubo e obtidas micrografias, visando comparar as propriedades mecânicas antes e depois do curvamento por indução eletromagnética.

18 15 2.REVISÃO DE LITERATURA 2.1 Aços estruturais O aço é a liga metálica mais utilizada na atualidade devido ao custo de produção, aplicabilidade e versatilidade. Segundo PANNONI (2005) o grande uso do aço pode ser atribuído às notáveis propriedades desta liga, à abundância das matérias-primas necessárias à sua produção e o seu preço competitivo. O aço pode ser produzido em uma enorme variedade de características controladas de modo a atender um uso específico. O produto final pode ser algo como um bisturi cirúrgico, um arranha-céu, uma ponte gigantesca ou um petroleiro, um reator nuclear ou um fogão. PANNONI (2005) destaca que existem mais de 3500 tipos diferentes de aços, aproximadamente 75% deles desenvolvidos nos últimos 20 anos. Isso mostra a grande evolução que o setor tem experimentado. O aço pode ser definido como baixo carbono, médio carbono e alto carbono conforme o percentual de carbono presente na sua estrutura. Os aços de baixo carbono possuem um máximo de 0,3% deste elemento e apresentam grande ductilidade, são bons para o trabalho mecânico e soldagem, sendo pouco temperáveis, utilizados na construção de edifícios, pontes, navios, automóveis, dentre outros. Os aços de médio carbono possuem de 0,3% a 0,6% de carbono e são utilizados em engrenagens, bielas e outros componentes mecânicos; São aços que, temperados e revenidos, atingem boa tenacidade e resistência. Aços de alto carbono possuem mais do que 0,6% de carbono e apresentam elevada dureza e resistência após têmpera. São comumente utilizados em trilhos, molas, engrenagens, componentes agrícolas sujeitos ao desgaste, pequenas ferramentas etc. (BARREIRO, 1974). Na construção civil, o interesse maior está nos chamados aços estruturais de média e alta resistência mecânica. Fazem parte desse grupo, todos os aços que, devido à sua resistência, ductilidade e outras propriedades, são adequados para a utilização em elementos da construção sujeitos a carregamento. Os principais requisitos para os aços destinados à aplicação estrutural são: elevado limite de escoamento, elevada tenacidade, boa soldabilidade, homogeneidade

19 16 microestrutural, susceptibilidade de corte por chama sem endurecimento e boa trabalhabilidade em operações tais como corte, furação e dobramento, sem que se originem fissuras ou outros defeitos (CBCA, 2010). Os aços estruturais podem ser classificados de acordo com o limite de escoamento mínimo especificado: aço carbono de média resistência (limites de escoamento mínimo LE, 195 a 259 MPa), aço de alta resistência e baixa liga (LE, 290 a 395 MPa) e aços tratados termicamente (LE, 630 a 700 MPa) (CBCA, 2010). Os aços de alta resistência e baixa liga são utilizados toda vez que se deseja aumentar a resistência mecânica permitindo um acréscimo da carga unitária da estrutura ou proporcionar uma diminuição de seção, melhorar a resistência à corrosão atmosférica, resistência ao choque e o limite de fadiga e elevar a relação do limite de escoamento para o limite de resistência à tração, sem perda apreciável da ductilidade (CBCA, 2010). A tendência moderna no sentido de se utilizar estruturas cada vez maiores tem levado os engenheiros, projetistas e construtores a utilizar aços de maior resistência, os chamados aços de alta resistência e baixa liga, de modo a evitar estruturas cada vez mais pesadas (CBCA, 2010). A NBR 8800 (2008) classifica os aços em estruturais, como aqueles que possuem resistência ao escoamento máximo de 450 MPa e relação entre limite de resistência (LR) e limite escoamento (LE) não inferior a 1,18, desde que o aço seja classificado como estrutural por norma brasileira ou estrangeira. Já a NBR 7007 (2002), possui outras quatro classificações: MR 250, AR 350, AR 415 e AR 350 COR, em que MR é média resistência, AR alta resistência e COR maior resistência à corrosão atmosférica. Existe uma equivalência entre as normas NBR e a ASTM, para os aços estruturais como apresentado no Quadro 1. Quadro 1: Equivalência entre aços estruturais das normas NBR e ASTM Fonte: O Autor, 2010

20 17 Estas normas apresentam valores para as composições químicas e as resistências mecânicas, que podem ser vistas no Quadro 2 e no Quadro 3 respectivamente, sendo que as cores iguais indicam a equivalência dos aços estruturais entre as duas normas. Quadro 2: Composição química dos aços estruturais (% em massa) Fonte: O Autor, 2010 Quadro 3: Propriedades mecânicas dos aços estruturais Fonte: O Autor, 2010

21 18 O ensaio de Charpy é classificado como opcional conforme determinação de projeto e especificação e deve ser especificado na compra do aço, conforme determinam as normas NBR7007 (2002), NBR8800 (2008) e ASTM A 0006 (2009). Muitas propriedades e algumas características dos diferentes tipos de aços são afetadas pela composição química dos mesmos. Os elementos de liga desempenham uma importante função na determinação da microestrutura e nas propriedades dos aços em geral. Sua influência é obtida através de seus efeitos em solução sólida e, principalmente, de seus efeitos como precipitados (BATISTA, 2005). A Figura 1 apresenta a porção da tabela periódica ao redor do ferro e inclui vários elementos que são adicionados nos aços juntamente com outros elementos de liga como manganês, cromo, molibdênio e níquel. Alguns elementos tendem ser mais reativos do que outros. Tais elementos irão combinar com elementos como carbono, nitrogênio, oxigênio e enxofre para formar carbonetos, nitretos, óxidos e sulfetos. Estes compostos químicos que se fundem a temperaturas muito altas tendem a ser muito duros e frágeis (VERHOEVEN, 2007). Figura 1: Reatividade geral de importantes elementos no aço Fonte: VERHOEVEN, 2007

22 19 Segundo VERHOEVEN (2007), quando manganês e outros elementos são adicionados nas ligas ferro carbono, três importantes linhas no diagrama de fases A 3 (Temperatura de transformação alotrópica de fases em aços no aquecimento, da ferrita para austenita), A 1 (Temperatura da reação eutetóide do diagrama de equilíbrio Fe-C) e A cm (Temperatura de transformação Fe 3 C), moverão um pouco. Os elementos como manganês e níquel movem a linha A 1 para baixo e o cromo e o molibdênio a movem para cima. ATKINS et. al. (1980) mostram as equações que confirmam a variação das linhas A 1 e A 3. Esta variação os autores chamam de A faixa crítica que aquecimento entre A 1 e A 3, sendo que o símbolo do elemento químico corresponde à % em peso do elemento de liga. A 1 (ºC) = ,7 Mn-16,9 Ni + 29,1 Si +16,9 Cr As + 6,38 W A 3 (ºC) = ,2 Ni + 44,7 Si V + 31,5 Mo + 13,1 W O aço ASTM A 572 Gr 50 além do ferro, é composto pelos elementos químicos carbono, manganês, silício e enxofre, como apresentado no Quadro 2. Historicamente o carbono é considerado o elemento que oferece a menor relação custo/beneficio para aumentar a resistência mecânica nos aços estruturais (BATISTA, 2005). A influência da composição química na soldabilidade é usualmente descrita quantitativamente em termos de carbono equivalente e o Quadro 4 mostra algumas fórmulas elaboradas por diferentes pesquisadores. Todas as fórmulas revelam que a redução na quantidade de carbono resulta em melhoria na soldabilidade (HULKA, 1993).

23 20 Quadro 4: Fórmulas para a determinação de carbono equivalente Fonte: HULKA, 1993 Comparado com outros mecanismos de endurecimento como refino de grão, endurecimento por precipitação e encruamento, o aumento percentual do carbono é considerado o menos desejável (BATISTA, 2005). Conforme mostrado na Figura 2, o aumento do percentual de carbono promove o aumento da resistência do material, causando entretanto, a elevação da temperatura de transição no ensaio de impacto Charpy. Figura 2: Efeito de diferentes mecanismos de endurecimento na temperatura de transição. Fonte: HULKA, 1993

24 21 O fato do C não ser preferencialmente utilizado como mecanismo de endurecimento pode ser observado pelo seu efeito na tenacidade (BATISTA, 2005). Com base na Figura 3, observa-se que o aumento do teor de carbono promove a elevação da temperatura de transição no ensaio de Charpy. Figura 3: Efeito do teor de carbono nas curvas de temperatura de transição dos aços perlíticos ferrítícos Fonte: HULKA, 1993 Uma alta relação manganês/carbono (Mn/C) acarreta em melhor tenacidade para um mesmo nível de resistência. Por outro lado, se for necessária resistência a trincas induzidas por hidrogênio, é prudente limitar o teor de Mn em 1,2%, entretanto, se o teor de C for reduzido para 0,02% um teor bem maior de Mn pode ser tolerado (BATISTA, 2005). HULKA (1993) o manganês é usualmente utilizado em substituição ao carbono nos aços soldáveis, induzindo uma melhor resistência. O manganês é o elemento mais comumente utilizado para melhorar a resistência em aços de alta resistência e baixa liga. O Mn também possui um efeito marcante na temperabilidade do aço. Quando aumenta de 1,4 para 1,6 e deste para 1,80% a microestrutura transforma-se de ferrita-perlita para ferrita-perlita-bainita e para ferrita-bainita respectivamente (BATISTA, 2005).

25 22 VERHOEVEN (2007) descreve que além da temperatura os elementos de liga têm grande influência no aumento da dureza da liga. A Figura 4 mostra aumento de dureza com o incremento dos quatro principais elementos de liga utilizados nos aços ligados. Figura 4: Aumento incremental na dureza após a têmpera para silício e outros quatro elementos de liga Fonte: VERHOEVEN, 2007 Conforme mostrado por BATISTA (2005), o processo de fabricação de aços de alta resistência e baixa liga produz aços com baixos teores de enxofre, aproximadamente 0,005 a 0,010%. É usual utilizar estes valores para garantir o alongamento requerido e alta energia de Charpy. Adicionalmente, o controle do formato de inclusões de enxofre através da adição de cálcio (Ca) (globulização das inclusões) ajuda a prevenir a formação de sulfeto de manganês (MnS) de forma alongada.

26 Fabricação de Tubos Segundo DOYLE et. al. (1978), os perfis tubulares possuem, na maioria das vezes, seções circulares, quadradas e retangulares. Sua fabricação pode ser laminada a quente, dobrada a frio ou extrudada e podem ser classificados em dois tipos, sem costura e com costura (solda). Os tubos sem costura são produzidos por processo de laminação a quente, a partir de bloco maciço de seção redonda de aço, o qual será laminado e perfurado por mandril, obtendo-se dessa maneira, suas dimensões finais. São resfriados em leito de resfriamento, até temperatura ambiente, e, por possuírem uniforme distribuição de massa em torno de seu centro, mantém temperatura praticamente constante ao longo de todo o seu comprimento e em qualquer ponto de sua seção transversal Os tubos com costura são aqueles a partir de chapas de aço calandrada e costurados (soldados) no encontro das mesmas. A utilização dos tubos dos respectivos processos depende das características do material a ser aplicado, o diâmetro nominal, espessura da parede dentre outros Tubos sem costura Os tubos sem costura podem ser produzidos por laminação ou extrusão. No Brasil são produzidos com diâmetros externos padronizados que variam de 26,9 a 355,6 mm e espessura de parede de 2,3 a 8 mm, com comprimento máximo até mm (V&M DO BRASIL, 2010) Tubos laminados De acordo com DOYLE et. al. (1978) e HELMAN (2005) os tubos laminados são produzidos a partir de barra circular maciça de aço que, após ser aquecida até a temperatura de laminação, é empurrada por dois cilindros oblíquos que rotacionam e transladam contra um mandril fixo, sendo este último responsável pelo furo interno do tubo, conforme a Figura 5. Desta forma se consegue um tubo bruto, que sofrerá conformação de acabamento através de laminadores perfiladores.

27 24 Figura 5: a) Laminador Mannesmann b) Rolo laminador-mandrilador Fonte: DIETER, Tubos Extrudados O processo de fabricação de tubos por extrusão é o processo onde a barra de aço é empurrada contra a matriz conformadora, com redução da sua seção transversal. A parte ainda não extrudada fica contida num recipiente ou cilindro.( DOYLE, et. al., 1978). O processo de extrusão pode ser visto na Figura 6 Figura 6: Processo de Extrusão de Tubos. a) Mandrilamento b) Extrusão Fonte: DIETER, 1983 A extrusão pode ser feita a frio ou a quente dependendo da ductilidade do material. Cada tarugo é extrudado individualmente, o que caracteriza a extrusão

28 25 como um processo semi-contínuo. A extrusão pode ser combinada com operações de forjamento, nesse caso denomina-se extrusão fria Tubos com costura Os tubos com costura são fabricados a partir de chapas de aço laminadas que são conformadas e soldadas para se garantir a continuidade do tubo. Estes tubos podem ser fabricados por processos automáticos (U-O-E, ERW e SAW helicoidal) ou calandrados. Em se tratando de tubos fabricados por processos automáticos os mesmos podem possuir dimensões padronizadas com diâmetros externos de 114,3 a 2540 mm, espessuras que variam de 4,4 a 31,8 mm e comprimentos até mm, dependendo do processo Tubos fabricados pelo processo U-O-E Conforme BATISTA (2005) e MEIRELES (2009) no processo U-O-E as chapas são primeiramente prensadas adquirindo a configuração em U, em seguida sofrem nova prensagem visando obter o formado O. Depois o tubo formado é soldado pelo processo SAW (soldagem a arco submerso), primeiramente no lado interno e posteriormente no lado externo do tubo. As próximas etapas são os ensaios não destrutivos como ultra-som, expansão (E), gamagrafia, teste hidrostático e outros, que visam à verificação da continuidade da solda e a ausência de defeitos. Todo o processo está esquematizado na Figura 7.

29 26 Figura 7: Processo de fabricação U-O-E de tubos. Fonte: TENARIS CONFAB, 2010 A expansão, que visa a corrigir eventuais deformações provenientes da soldagem e conferir ao tubo o diâmetro correto dentro das tolerâncias normativas, é então realizada. Um segundo teste de ultra-som é realizado, seguido pelo teste de raio X, bizelamento e pesagem Tubos fabricados pelo processo SAW helicoidal A Figura 8 apresenta um esquema deste processo, em um diagrama simplificado apresentado por TENARIS CONFAB (2010).

30 27 Figura 8: Processo de fabricação de tubos com SAW helicoidal Fonte: TENARIS CONFAB, 2010 A primeira etapa do processo é a formação dos tubos pelo processo contínuo helicoidal com a soldagem simultânea por arco submerso. Os testes hidrostáticos são então realizados, seguidos por ensaios não destrutivos, dimensionais e de laboratório Tubos fabricados pelo processo ERW O processo de fabricação ERW pode ser visto através do diagrama simplificado apresentado na Figura 9.

31 28 Figura 9: Processo de fabricação de tubos com ERW longitudinal Fonte: TENARIS CONFAB, 2010 Este processo consiste na fabricação de tubos a partir de bobinas de aço que após o desbobinamento do aço, ocorre à formação do tubo que é realizada através de rolos. A próxima etapa é a soldagem por resistência elétrica em alta freqüência. Em seguida são feitas a calibragem, corte, testes hidrostáticos e de laboratórios seguidos de ensaios não destrutivos Tubos fabricados pelo processo de calandragem Uma forma muito comum de fabricação de tubos é a fabricação por calandragem de chapas seguida de soldagem. O processo consiste em curvar uma chapa passando-a entre rolos em um equipamento chamado calandra, obtendo-se o tubo no diâmetro desejado.

32 29 Segundo FRANCO (1977), a operação é realizada por meio de grupos cilíndricos que podem ser dispostos de vários modos, conforme apresentados nas Figuras 10 e 11. A Figura 10 apresenta a seqüência de calandragem com 3 rolos e a Figura 11 com 4 rolos. Figura 10: De a) para c) seqüência de calandragem de chapas para a fabricação de tubos calandra de 3 rolos. Fonte: FRANCO, 1977 Figura 11: De a) para c) seqüência de calandragem de chapas para a fabricação de tubos calandra de 4 rolos Fonte: FRANCO, 1977 Os tubos calandrados podem ser fabricados com dimensões não padronizadas, com tolerâncias que atendem às diversas normas de fabricação e soldagem.

33 Curvamento de perfis metálicos tubulares A escolha do processo de curvamento depende de uma série de fatores como raio da curva, espessura da parede e diâmetro do tubo, comprimento do tubo, variações dimensionais permitidas, dentre outros. O curvamento pode ser realizado pelos processos de conformação a frio ou a quente como descreve DUTTA. et. al. (1998), havendo diferentes procedimentos que podem ser aplicados para estes fins. Dentre os vários processos disponíveis o curvamento dos tubos pode ser feito pelo processo de calandragem dos perfis (conformação a frio), ou através do processo de indução de alta freqüência (conformação a quente) Curvamento de tubos a frio O processo de curvamento a frio possui custo menor que o curvamento a quente, sendo normalmente utilizado. Pode ser utilizado para conformar uma gama enorme de diâmetros e espessuras, mas possui limitações como deformações nos tubos e raio de curvatura (COLLIE, 2008). O curvamento por prensagem consiste em apoiar o tubo entre dois rolos fixos e prensar o centro do tubo, como apresentado na Figura 12. É um processo que pode ser realizado mantendo a parte central fixa e movendo as extremidades conforme descrevem DUTTA et. al. (1998). Este processo é utilizado para curvamento de arcos de 180 com um grande faixa de dimensões, entretanto a prensagem localizada promove pouca precisão e aparência ruim em comparação com outros processos mecânicos.

34 31 Figura 12: Desenho esquemático de curvamento de tubos por prensagem Fonte: Adaptado de DUTTA. et. al. (1999) Outro processo descrito por DUTTA. et. al. (1998), é o curvamento por calandragem, que pode ser obtido com a passagem da peça de trabalho (tubo) através de rolos. O processo mais utilizado é a calandra com 3 rolos, que tracionam o tubo. O rolo central é responsável pela determinação do raio, como pode ser visto na Figura 13. Figura 13: Desenho esquemático de curvamento de tubos a frio com 3 rolos Fonte: DUTTA. et. al., (1998) A calandra com 4 rolos também pode ser utilizada, sendo que somente dois rolos são de tração e os outros dois são movidos, um deles, o indicado como D se movimento que determina o raio de curvamento do tubo conforme Figura 14.

35 32 Figura 14: Desenho esquemático de curvamento de tubos a frio com 4 rolos. Fonte: DUTTA. et. al., (1998) Para curvamentos onde se faz necessário grandes raios, curvas aproximadas podem ser obtidas unindo-se partes de tubos cortados em ângulos apropriados, conforme DUTTA et. al. (1998). O processo de curvamento por cortes em V permite a execução de curvas aproximadas por emenda de seguimentos retos cortados com as extremidades em V e emendados. A Figura 15 mostra esquematicamente o curvamento com cortes em V. Seguindo a seqüência, a Figura 15 a), mostra o curvo reto, em b) pode-se visualizar o tubo com os cortes em V. Em c) vê-se a emenda de uma das extremidades gerando um semicírculo aproximado e em d) pode ser vista a emenda das duas extremidades formando uma curva aproximada. Figura 15: Curvamento de tubos por cortes em V a) Tubo reto b) Corte em V c) Emenda da região cortada d) Tubo curvado Fonte: O Autor, 2010

36 33 A Figura 16 mostra um arco, que compõe a estrutura de uma passarela, fabricado com tubos curvados pelo processo de curvamento por cortes em V. Figura 16: Arco de grande diâmetro fabricado pelo processo de curvamento por cortes em V. Fonte: Revista Arquitetura e Aço, Este processo é utilizado para tubos com grandes diâmetros e grande raio de curvatura onde outros processos não podem ser utilizados Curvamento de tubos a quente Existem alguns processos comumente utilizados para o curvamento a quente de tubos. COLLIE et. al. (2008) e DUTTA et. al. (1998) citam o processo de curvamento por forjamento a quente, utilizado para a fabricação de curvas de raios pequenos para tubos de médio e grande diâmetro.

37 34 O curvamento por indução eletromagnética é citado por diversos autores (BATISTA (2005), MEIRELES (2009) DUTTA et. al. (1998) e COLLIE et. al. (2008)) como o processo que permite o maior faixa de raios e diâmetros. O processo de curvamento por indução eletromagnética será abordado em detalhes por ter sido utilizado no processo de curvamento dos tubos deste trabalho Curvamento por indução eletromagnética BATISTA (2005) descreve que, no processo de curvamento a quente por indução eletromagnética, uma das extremidades do tubo é empurrada por um impulsor e a outra é fixada por um braço giratório que guia o tubo até a completa conformação da curva, como pode ser visualizado na Figura 17. Figura 17: Esquema do curvamento por indução eletromagnética Fonte: ISHIKAWA et. al. (2002) De acordo com BATISTA (2005), MEIRELES (2009) e DUTTA (1998) é através do ajuste do braço giratório que se determina o raio a ser obtido forçando o tubo a mudar de direção continuamente durante a movimentação do impulsor. Logo após o impulsor, o tubo passa pela bobina de indução eletromagnética que cria um campo magnético altamente concentrado que induz um potencial elétrico no tubo criando um fluxo de corrente.

38 35 A Figura 18 mostra uma visão Geral do equipamento para curvamento por indução eletromagnética em operação. Figura 18: Processo de curvamento Vista Geral Fonte: Protubo, (2010) Na Figura 19 pode-se visualizar a garra, (a) que é parte do equipamento e que determina o raio de curvamento, a bobina responsável pelo aquecimento (b), o anel aquecido no tubo (d) e o local onde ocorre o resfriamento com água (c) logo após o aquecimento. Figura 19: Curvamento por indução a) garra do equipamento b) bobina de aquecimento c) resfriamento com água após o aquecimento d) anel aquecido no tubo Fonte: Protubo, (2010)

39 36 A resistência do tubo a este fluxo provoca um aquecimento rápido e localizado. Imediatamente após passar pela bobina, o tubo é resfriado com jato de água. O curvamento por indução eletromagnética pode ser utilizado para diversos fins, incluindo a fabricação de estruturas metálicas. A Figura 20 mostra uma estação de metrô fabricada com tubos curvados por este processo. Figura 20: Estação Cidade Nova no Rio de Janeiro onde foram utilizados tubos curvados por indução eletromagnética Fonte: Arquitetura e Aço, 2010 O processo de curvamento por indução eletromagnética é influenciado pelo controle de algumas variáveis que serão detalhadas a seguir Variáveis do processo de curvamento por indução eletromagnética MEIRELES (2009) apresenta as seguintes variáveis que podem influenciar as propriedades do tubo curvado: diâmetro, espessura, raio, velocidade

40 37 de curvamento, temperatura de curvamento, velocidade de resfriamento e composição química. A espessura da parede do tubo, o diâmetro e o raio da curva dependem do projeto da curva em questão. MEIRELES (2009) destaca ainda que as condições de curvamento podem ser influenciadas pela dimensão do tubo reto, pelo raio de curvamento e pela composição química do aço Espessura da parede A obtenção de uniformidade de propriedades em processo de curvamento a quente por indução é uma tarefa bastante complexa e requer tanto um elevado grau de conhecimento metalúrgico quanto uma seleção adequada da composição química e do metal da solda. Porém, mesmo quando estas condições são favoráveis, o controle de processo pode ser difícil. As curvas fabricadas a partir de um tubo com um aço específico podem não resultar em propriedades iguais aos do tubo original. Entretanto, as curvas podem exibir propriedades compatíveis com as exigências das condições de serviço (BATISTA, 2005). Durante o processo de curvamento, o tubo é aquecido localmente em uma faixa de cerca de 100 mm dependendo da largura da bobina utilizada, como descrito por MEIRELES (2009). HU et. al. (1999) apresentam a distribuição esquemática de temperatura causada pelo aquecimento dinâmico de indução, com o tubo sendo empurrado na direção Z a uma velocidade de 1 a 2 mm/s durante o processo de curvamento, conforme a Figura 21. Figura 21: Distribuição esquemática de temperatura ao longo da espessura da parede do tubo. Fonte: HU et. al., 1999

41 38 Durante o processo o material sofre grande deformação plástica, sendo que o extradorso (região tracionada da curva) sofre redução de espessura, enquanto o intradorso (região comprimida) sofre aumento de espessura, como destaca MUTHMANN et. al. (2006), e pode ser observado com os gráficos das Figuras 22 e 23. HU et. al., (1999) também destaca que o tubo poderá apresentar ovalização após o processo de curvamento. Figura 22: Redução da espessura no extradorso da curva com a variação da relação RM / D (raio médio/diâmetro). Fonte: MUTHMANN E. et. al. (2006) Figura 23: Aumento da espessura no intradorso da curva com a variação da relação RM / D (raio médio/diâmetro). Fonte: MUTHMANN E. et. al. (2006)

42 39 A Figura 24 mostra a distribuição de deformação de tração e compressão em uma curva de raio equivalente a 5 vezes o diâmetro (48" x 24 mm - Aço API Grau X65) durante o curvamento. Observa-se que região do intradorso sofreu compressão e a região do extradorso tração, o que confirma o aumento e redução de espessura. A região mais clara refere-se mostra a tração e a região mais escura a compressão. Figura 24: Distribuição de deformação de tração e compressão em uma curva de raio de 5 vezes o diâmetro (48" x 24 mm - Aço API Grau X65) Fonte: MUTHMANN E. et. al., (2006) Temperatura de curvamento Segundo MEIRELES (2009) a temperatura de curvamento deve ser suficientemente alta para elevar a plasticidade do aço e garantir qualidade dimensional da peça (reduzindo a ovalização da região curvada). Porém, isso pode promover o crescimento do grão austenítico. Nos aços em que o percentual de carbono excede os 0,02% em peso, o carbono é redistribuído entre a austenita e a ferrita durante a formação da ferrita. O teor de 0,02% em peso é a máxima solubilidade de carbono no Fe, e, portanto, a austenita na interface Fe /Fe é enriquecida em carbono. Este processo tem um efeito distinto na cinética de transformação. Devido à difusão no volume da

43 40 austenita, o carbono contido próximo à interface diminui, o qual gera força motriz para mais transformação, como descreve QIU et. al. (1999). As temperaturas de transformação variam conforme o percentual de carbono e, quando ultrapassadas, todo o material terá se convertido em austenita. Com o tempo e/ou o aumento da temperatura, os grãos de austenita crescem devido aos grãos vizinhos menos estáveis. A velocidade de transformação é diretamente proporcional ao aumento de temperatura (COLPAERT, 1983). HASHIMOTO et. al. (1986) destaca que quando a temperatura de curvamento e a taxa de resfriamento são altas, a resistência do tubo curvado tende a ser alta devido à transformação austenítica seguida de resfriamento rápido, garantindo uma microestrutura refinada e acicular. Segundo MEIRELES (2009), as principais características do processo de curvamento por indução são as altas taxas de aquecimento e o curto tempo na temperatura de curvamento. A relação da temperatura de transformação ferrita-austenita no aquecimento (A 3 ) com a taxa de aquecimento empregada é mostrada no trabalho de HASHIMOTO et. al. (1986). Nesta relação os autores mostraram que a temperatura A 3 aumentou consideravelmente com as taxas superiores a 20 C/s, entretanto não houve grandes mudanças observadas no aquecimento correspondente à taxa da indução a alta freqüência (taxas entre 10 a 20 C/s). Também foi encontrada uma microestrutura fina no tubo curvado. Figura 25: Efeito da taxa de aquecimento na temperatura de transformação (A 3 ) H.F = faixa de temperatura que compreende ao aquecimento por indução. Fonte: HASHIMOTO et. al. (1986).

44 41 HASHIMOTO et. al. (1986) mostraram também que diferentes taxas de aquecimento do processo de curvamento não afetam significativamente o tamanho de grão austenítico para temperaturas de curvamento inferiores a 1000 C para um aço da norma API X70 (Figura 26). Figura 26: Efeito da taxa e da temperatura de curvamento no tamanho de grão austenítico. Fonte: HASHIMOTO et. al. (1986). Conforme VERHOEVEN (2007) o crescimento de grão da austenita é muito sensível à temperatura de austenitização, e por isto é importante não austenitizar a uma temperatura muito mais alta que a necessária para homogeneizar a austenita. A Figura 27 mostra o tamanho do grão da austenita de um aço SAE 1060 mantido por 6 minutos e 2 horas com o crescente aumento de temperatura de austenitização. Pode se observar que se mantendo por 6 minutos a uma temperatura crescente de 760 C para 930 C, triplica-se o tamanho do grão de 33 para 94 mm. O crescimento de grão é muito mais sensível à temperatura do que ao tempo. Por exemplo, mantendo a temperatura a 930 C de 6 para 120 minutos, (um fator de 20 vezes), o tamanho de grão aumenta de 94 para 174 mm um fator de apenas 1,85 vezes.

45 42 Figura 27: Diâmetro médio do grão (alternativamente, número de grão ASTM) em função da temperatura de austenitização para o aço 1060 austenitizado por 6 minutos e 2 horas. Fonte: VERHOEVEN, 2007 Segundo KRAUSS et. al (1995), as microestruturas das chapas de aços baixo carbono comerciais consistem tipicamente de estrutura formada de grãos de ferrita equiaxiais. A cementita pode também estar presente em colônias de perlita em aços laminados a quente, ou como partículas esferoidais dispersas em aços laminados a frio Velocidade de resfriamento MEIRELES (2009) destaca que a taxa de resfriamento é um dos parâmetros mais importantes do processo, pois influencia fortemente na resistência do aço. A microestrutura e as propriedades mecânicas de um tubo curvado por indução eletromagnética mudam diferentemente em cada região curvada do tubo. O intradorso, região interna da curva, onde ocorrem deformações de compressão, sofre menor taxa de resfriamento por possuir espessura mais elevada. O contrário ocorre no extradorso, região externa da curva (onde ocorrem deformações de tração), sofre maior taxa de resfriamento por possuir espessura reduzida em relação às demais regiões. E as linhas neutras, regiões da curva que não sofrem

46 43 deformações normais, sofrem taxas de resfriamento intermediárias entre intradorso e extradorso. Se um aço é resfriado rapidamente a partir da região de austenitização, os tipos de fases, e suas quantidades relativas, ou sua composição não podem ser mais estimados por diagramas de fases. Velocidades de resfriamento mais baixas irão resultar misturas de perlita + ferrita para aços baixo carbono e perlita + cementita para aços alto carbono, mas o volume de perlita irá depender da taxa de resfriamento. Com o aumento das taxas de resfriamento, serão formadas também bainita ou martensita. (VERHOEVEN, 2007). A variação destas fases, seus percentuais e a dureza (uma boa estimativa de resistência) pode ser vista na curva de transformação com resfriamento contínuo (CCT) de um aço de alta resistência com composição química similar ao aço ASTM A 572 Gr 50 (Figura 28). Pode-se observar que, com o aumento da taxa de resfriamento, aumentam os percentuais de bainita e martensita, com conseqüente redução de perlita e aumento de dureza. Figura 28: Diagrama de transformação com resfriamento contínuo para aços de alta resistência Fonte: AMERICAN SOCIETY OF METALS, (1977)

47 Aplicação de tubos em estruturas metálicas A utilização de perfis tubulares permite não só a construção de estruturas metálicas convencionais como também a utilização como elemento de decoração. A Figura 29 apresenta uma moderna estrutura de uma estação de metrô, fabricada em arcos compostos com tubos curvados pelo processo de indução eletromagnética. A estação de metrô Cidade Nova no Rio de Janeiro, por exemplo, utilizou tubos curvados pelo processo de curvamento por indução eletromagnética. A Figura 29 mostra a estação ainda na fase de montagem. Figura 29: Estação de metrô Cidade Nova RJ - Fase de Montagem Fonte: Leris, 2010 De acordo com NUIĆ et. al. (2010) existem inúmeras vantagens na utilização dos perfis tubulares como seção transversal favorável aos esforços, área de pintura reduzida, maior vida útil na proteção anticorrosão, além de serem utilizados para a passagem de tubulações elétricas, hidráulica em seu interior. Outro

48 45 aspecto abordado pela autora é que este tipo de estrutura pode ser bastante explorada do ponto de vista estético. A Figura 30 mostra a aplicação de estruturas tubulares no edifício do aeroporto Santos Dumont no Rio de Janeiro. Figura 30: Aeroporto Santos Dumont - RJ Fonte: Metálica, 2010 Estruturas tubulares podem ainda ser utilizadas para a fabricação de componentes simples, porém com grande apelo estético como pode ser visto na Figura 31, ou em estruturas mais complexas como a passarela da Figura 32. Figura 31: Corrimãos curvados Fonte: Metálica, 2010.

49 46 Figura 32: Passarela estação cidade nova RJ - Fase de Montagem. Fonte: Leris, FREITAS et. al. (2009) destacam, porém, que em aplicações estruturais a utilização de materiais inadequados pode causar oscilações na estabilidade da estrutura da obra, exigindo reparos posteriores, podendo chegar até, na queda da construção, causando risco às pessoas que circulam pelo local. Os autores citam ainda que a preocupação com a parte arquitetônica e espacial faz com que, em alguns casos, os elementos estruturais, fundamentais para o sucesso da obra, fiquem em segundo plano.

50 47 3. MATERIAIS E PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS 3.1Materiais Foram utilizadas amostras de tubos fabricados em aço estrutural ASTM A 572 Gr 50, fabricado na CONFAB pelo processo U-O-E a partir de chapas produzidas pela USIMINAS. Foram retiradas amostras de tubos curvados pelo processo de indução eletromagnética pela PROTUBO e tubos não curvados. Para garantir a aplicabilidade dos resultados, nos processos para a fabricação de estruturas metálicas, optou-se por não executar curvas específicas para este estudo, sendo utilizadas partes de curvas que utilizaram os mesmos parâmetros. Foram retiradas 5 amostras de tubos curvos e 1 amostra de tubo reto. Todos os corpos de prova (CPS) foram confeccionados no sentido do comprimento dos tubos. As dimensões das amostras de onde foram retirados os corpos de prova são mostradas nas Figuras 33 e 34. Figura 33: Dimensão das amostras curvas Fonte: O Autor, 2010

51 48 Figura 34: Dimensão da amostra não curvada Fonte: O Autor, Procedimentos Experimentais Para o curvamento foram utilizados os parâmetros apresentados na Tabela 1, conforme informação recebida da PROTUBO. Tabela 1: Parâmetros de curvamento Fonte: Protubo, (2009) ensaios: Para a avaliação das propriedades mecânicas foram realizados seguintes 1. Ensaio de Charpy no sentido longitudinal nas 3 posições da curva (Figura 38) e no tubo reto, sendo 5 CPs para cada posição, nas temperaturas de 0 C e 20 C conforme a norma ASTM A 370 (2009);

52 49 Figura 35: Corpo de Prova de ensaio de Charpy Fonte: Adaptado de ASTM A370, Ensaio de tração longitudinal em 8 corpos de prova para cada posição no tubo reto e no tubo curvado conforme ASTM A 370 (2009) em uma máquina modelo Klato 50, da marca Klato. Figura 36: Corpo de prova de Tração tubo curvo Fonte: Adaptado de ASTM A370 (2009) Figura 37: Corpo de prova de Tração tubo reto Fonte: Adaptado de ASTM A370 (2009) 3. Ensaios de tração longitudinal na solda tanto para o tubo reto quanto para o tubo curvado, seguindo os critérios contidos na norma

53 50 ASTM A 370 (2009) em uma máquina modelo Klato 50, da marca Klato. 4. Ensaios de dureza HV 5Kgf conforme norma NBR NM (2008); 5. Ensaio de dobramento longitudinal na solda conforme normas ASTM A 370 (2009) em uma máquina modelo Klato 50, da marca Klato. Foram obtidas micrografias óticas, além de análises da fratura do ensaio de Charpy à 20º C, em microscópio eletrônico de varredura (MEV) com ampliação de 1000X. Os corpos de prova (CPS) foram retirados por oxicorte, sendo as regiões termicamente afetadas retiradas durante a fase de usinagem. As peças curvadas tiveram o raio de curvatura de 7632 mm, tornando a corda máxima de 1 mm não sendo necessário o desempeno dos CPS antes da usinagem, tanto para o ensaio de Charpy quanto para o de tração. 3.3 Propriedades Mecânicas e Metalografia As análises consistiram em caracterizações microestrutural e mecânica do tubo reto na condição recebida e do tubo curvado. O tubo curvado foi caracterizado mecanicamente em suas três principais regiões: intradorso, extradorso e linha neutra oposta à solda (Figura 38). Foram realizados também ensaios de tração e dobramento da região da solda longitudinalmente.

54 51 Figura 38: Regiões de retirada dos CPS: 1 Linha neutra oposta à solda; 2 Intradorso e 3 extradorso; Fonte: O Autor, 2010 Foram retiradas três micrografias ao longo da espessura do tubo conforme a Figura 39. Figura 39: Posição das imagens metalográficas Fonte: O Autor, Para a realização das análises por microscopia ótica, as amostras foram inicialmente lixadas em politriz de disco manual utilizando lixas de 100 a 1200 mesh, posteriormente polidas com pasta de diamante de 4 e 1 µm em politriz de disco manual e logo após atacadas com nital 4% para revelar a microestrutura As micrografias foram obtidas por microscopia ótica, em um microscópio ótico modelo Axio A1M da marca Zeiss, do Laboratório de Metalurgia Física do Centro de Pesquisa e Desenvolvimento da USIMINAS.

55 52 Os ensaios de dureza foram realizados ao longo da espessura em 25 pontos nas 3 posições de interesse (intradorso, extradorso e linha neutra) e em 16 posições para o tubo não curvado, conforme indicado na Figura 40, utilizando-se um Durômetro FV ARS 9000 marca Future Tech corporation. Figura 40: Posições de medição de dureza a) Tubo curvado b) Tubo reto. Fonte: O Autor, RESULTADOS E DISCUSSÃO 4.1 Microestruturas As imagens das microestruturas nas várias posições são apresentadas a seguir, nas resoluções de 500X e 1000X (Figura 42 a Figura 47). As imagens foram tiradas próximo à face externa (1), no centro da espessura (2) e próximo à face interna (3) de acordo com o esquema apresentado na Figura 39. Também são apresentadas as durezas na região de cada uma das imagens Tubo Reto O tubo reto apresentou uma microestrutura com tamanhos de grãos heterogêneos e parcialmente alongados devido ao trabalho a frio sendo composta basicamente por fases ferrita + Perlita + bainita, como pode ser visto na Figura 41.

56 53 Figura 41: Microestrutura Tubo reto - Identificação das fases - BA: Bainita - FE: Ferrita - PE: Perlita Fonte: O Autor (2010); Existe uma predominância de ferrita, seguida de perlita e bainita em todas as posições, sendo as imagens bem similares em todas as posições (Figura 42).

57 54 Figura 42: Microestrutura Tubo reto - Resoluções de 500X e 1000X - 1) Próximo a face externa 2) No centro da espessura 3) Próximo à face interna; Fonte: O Autor (2010); A ferrita é a solução sólida de carbono no ferro alfa e origina-se na zona crítica, durante o resfriamento, por transformação alotrópica do ferro gama. É a forma estável à temperatura ambiente. Pode manter em solução sólida pequenas quantidades de impurezas (Si, P, Mn e etc.) e no máximo 0,025% de carbono a 723 C. É apresentada na cor branca com contornos pretos ao microscópio após ataque químico. É pouco dura e resistente (COLPAERT, 1983). Perlita é o constituinte micrográfico formado por finas lamelas justapostas de ferrita e cementita e apresenta dureza intermediária entre a ferrita e cementita (COLPAERT, 1983).

58 55 Segundo MEIRELES (2009) a bainita possui microestrutura de ripas paralelas de ferrita com uma numerosa precipitação de cementita na forma de grânulos ou bastonetes no interior ou entre as ripas. O alinhamento microestrutural (bandeamento) presente nas micrografias de todas as imagens do tubo reto se deve à segregação de elementos de liga, principalmente Mn, que tem um teor significativo nesse aço em se comparando com os demais aços estruturais ( Quadro 2). Isto está de acordo com COLPAERT (1983) que diz ser comum encontrar os constituintes dispostos em linhas paralelas para aços laminados. Essa segregação, normal em aços microligados com elementos como o Mn, acontece no lingotamento e se mantém no produto. A região reta do tubo apresentou dureza média de 184 HV (5Kg), sendo quase uniforme ao longo da espessura. 4.2 Tubo Curvado Os tubos curvados apresentaram uma microestrutura formada por ferrita, bainita e martensita como mostrado na Figura 43. Figura 43: Microestrutura típica do Tubo curvado - Identificação das fases - BA: Bainita - FE: Ferrita - BA: bainita - MA: Martensita Fonte: O Autor (2010)

59 56 A martensita é uma solução sólida supersaturada de carbono, que possui grande dureza, resultante do resfriamento brusco da austenita. É formada de finas estrias, difíceis de serem focadas ao microscópio (COLPAERT, 1983) Tubo Curvado Intradorso O intradorso apresentou uma microestrutura similar às outras regiões do tubo curvado, formada por ferrita, bainita e martensita. A região próxima à face externa apresentou mais martensita e menos bainita, enquanto a região interna menos martensita e mais bainita. Figura 44: Microestrutura Intradorso - Resoluções de 500X e 1000X - 1) Próximo a face externa 2) No centro da espessura 3) Próximo à face interna; Fonte: O Autor, 2010

60 57 A microestrutura apresentada é refinada e observa-se um aumento de martensita com conseqüente redução de bainita na região mais próxima da face externa (Figura 44), o que é justificado pelo gradiente de resfriamento conforme discutido por MEIRELES (2009) e apresentado por HU et. al. (1999) (Figura 21). Observa-se também que o tamanho de grão aumenta de forma discreta da face externa para a face interna do tubo, devido ao gradiente da temperatura de resfriamento.

61 Tubo Curvado Extradorso O extradorso seguiu o mesmo perfil encontrado no intradorso com variações microestruturais ao longo da espessura, além de uma microestrutura formada por ferrita, bainita e martensita. Houve um aumento de martensita com conseqüente redução de bainita na região mais próxima da face externa (Figura 45). Figura 45: Microestrutura Extradorso - Resoluções de 500X e 1000X - 1) Próximo a face externa 2) No centro da espessura 3) Próximo à face interna; Fonte: O Autor, 2010 MEIRELES (2009) encontrou valores significativamente menores para dureza na região do extradorso em comparação com o intradorso, devido à redução da espessura. Porém no caso dos tubos em estudo no presente trabalho as

62 59 reduções de dureza não foram tão significativas devido à pequena variação de espessura em virtude do grande raio de curvamento Tubo Curvado - Linha Neutra A linha neutra apresentou microestruturas semelhantes às encontradas no extradorso e intradorso, com a mesma variação ao longo da espessura (Figura 46). Figura 46: Microestrutura Linha Neutra - Resoluções de 500X e 1000X - 1) Próximo a face externa 2) No centro da espessura 3) Próximo à face interna; Fonte: O Autor, 2010 A linha neutra apresentou valores maiores de dureza em comparação ao intradorso e extradorso o que é compatível com as imagens obtidas e que também

63 60 foi observado por MEIRELES (2009). Tanto as imagens quanto os valores de dureza podem ser justificados pelo maior volume de água presente na linha neutra em relação a outras regiões de curvamento (Figura 19) Comparação entre as microestruturas e as propriedades Na Figura 47 tem-se o comparativo entre as microestruturas para o tubo reto e para cada uma das partes do tubo curvo. Não houve variação significativa da microestrutura do tubo reto ao longo da espessura. É possível notar uma grande diferença entre a microestrutura apresentada para o tubo reto em comparação às microestruturas do tubo curvo devido ao gradiente térmico do curvamento por indução eletromagnética e a rápida austenitização seguida do resfriamento acentuado.

64 61 Figura 47: Microestrutura comparativo - Resoluções de 500X e 1000X - 1) À 2mm da Face externa 2) No centro da espessura 3) À 2mm da face interna; Fonte: O Autor, 2010 Observa-se nas micrografias da Figura 47 uma microestrutura mais refinada e um aumento de dureza. STEIN et. al. (2005) mostram que a rápida austenitização seguida de resfriamento rápido, como o ocorrido no curvamento por indução, propicia uma microestrutura mais refinada com conseqüente aumento de dureza no aço estudado por eles. O tamanho de grãos em um metal influencia nas suas propriedades mecânicas, sendo que um material de granulação fina é mais duro e mais resistente do que o mesmo material com uma granulação grosseira. Isso porque o primeiro possui uma maior área total de contornos de grãos para dificultar o movimento das

65 62 discordâncias. A redução no tamanho do grão não melhora apenas a resistência, mas também a tenacidade de muitas ligas. As propriedades mecânicas à temperatura ambiente de um metal com granulação fina em geral são superiores (apresentam maior resistência e tenacidade) àquelas exibidas pelos metais com grãos mais grosseiros (ROBERT, 1982). Apesar de haver uma pequena variação microestrutural ao longo da espessura para cada uma das partes (intradorso, extradorso e linha neutra) dos tubos curvados, as imagens são similares entre cada uma das posições (externa, centro e interna) comparando-as entre si. No Intradorso os valores de dureza foram intermediários ao extradorso e linha neutra, sendo maiores na face externa, 392 HV5, 219 HV5 no centro e 202 HV5 na face interna. Esta variação é esperada devido ao efeito do gradiente de temperatura durante o processo de curvamento e foi observado também no extradorso e na linha neutra. No extradorso os valores obtidos foram 348HV5 na região 1, 216 HV5 na região 2 e 212 HV5 na região 3. A linha neutra apresentou as durezas 409 HV5, 221 HV5 e 216 HV5 para as regiões 1, 2 e 3 respectivamente. Os valores de dureza foram maiores do que nas outras regiões, o que foi observado em outros trabalhos como o elaborado por MEIRELES (2009). O aumento de LR foi visível em todos os tubos curvados e estão compatíveis com as microestruturas obtidas, as durezas e os ensaios de Charpy. 4.3 Ensaio de Dureza A Figura 48 apresenta os resultados do ensaio de dureza. Os resultados mostram que houve um aumento na dureza ao longo da espessura em todas as posições do tubo. Comparando o tubo curvado com o tubo não curvado, o fato também pode ser explicado pela mudança microestrutural do material. O diagrama da Figura 28 mostra que a composição da microestrutura em seus percentuais de ferrita, perlia, bainita e martensita é alterada em função da velocidade de resfriamento do material. Observa-se que o aumento de dureza é proporcional à mudança microestrutural. MEIRELES (2009) observa que a mudança microestrutural ocorre devido à variação da velocidade de resfriamento ao longo da espessura uma vez que os jato

66 63 de água são aplicados do lado externo do tubo, o que confirma as maiores durezas próximo à superfície externa para todas as 3 posições. Figura 48: Resultados dos ensaios de dureza ao longo da espessura para o extradorso, intradorso, linha neutra e tubo reto. Fonte: O Autor, 2010 Comparando as regiões analisadas, observa-se que a face externa da parede do tubo apresentou maior dureza em relação à face interna. O valor da dureza reduziu gradativamente ao longo da espessura, resultado compatível com o gradiente de taxa de resfriamento seguindo o resfriamento brusco na superfície externa, como apresentado por HU et. al. (1999) e MEIRELES (2009). A linha neutra apresentou maior dureza seguida pelo intradorso e extradorso e tubo reto. Estes resultados eram esperados uma vez que o aquecimento foi acima da temperatura de austenitização seguido de resfriamento rápido. O aumento de dureza é compatível com a taxa de resfriamento utilizada como parâmetro de curvamento do tubo e consequentemente com a microestrutura obtida, tendo como base a curva CCT da Figura 28.

67 Ensaio de Tração O ensaio de tração apresentou resultados superiores aos valores minimos exigidos pela norma do aço ASTM A 572 Gr 50 (2007) podem ser vistos Tabela 2 para o LE e para o LR. Tabela 2: Resultados obtidos no ensaio de tração e valores das normas Fonte: O Autor, 2010 Com base no gráfico da Figura 49, pode-se observar um aumento significativo no LR dos tubos curvados, porém não houve o mesmo aumento para o LE. GORNI et. al. (2002) sugerem que esse aumento no LR pode ser explicado pelo aumento da fração volumétrica de perlita que eleva o limite de resistência do material sem afetar seu limite de escoamento. O intradorso apresentou maior LR seguida pela linha neutra e extradorso e tubo reto, seguindo o perfil diferente dos resultados do ensaio de dureza.

68 65 Figura 49: Resultado dos ensaios de tração Fonte: O Autor, 2010 ISHIKAWA et. al. (2002) destacam que a resistência do solda de emenda do tubo é também importante para a integridade dos tubos curvados. A avaliação das emendas soldadas permite a verificação da continuidade das propriedades mecânicas em todo o corpo do tubo. Os resultados do ensaio de tração longitudinal da solda para o tubo reto apresentou resultado acima do LR mínimo (450 MPa) exigido pela norma para o LR como pode ser visto na Figura 50.

69 66 Figura 50: Resultado dos ensaios de tração longitudinal das soldas Fonte: O Autor, 2010 Para a relação de LR/LE os valores apresentados (Figura 51) foram todos acima do valor mínimo especificado pela norma, inclusive para o tubo reto. Observou-se um aumento considerável desta relação para os tubos curvados. Este aumento apresentado pode ser considerado como consequência do aumento do limite de ruptutura conforme destacado por ISHIKAWA et. al. (2002). Figura 51 - Relação LR/LE Fonte: O Autor, 2010

70 67 Os resultados do alongamento (AL), que é determinado como 18% mínimo pela norma NBR 8008 (2008), estão apresentados na Figura 52. Os valores foram todos acima do mínimo requerido. Observa-se que as posições do tubo curvado apresentaram valores menores do que do tubo reto. Esta diminuição já era esperada, refletindo o comportamento mecânico do material, ou seja, aumento do LR, diminuição do AL como destaca JUNIOR (2007). Figura 52: Alongamento no ensaio de tração Fonte: O Autor, Ensaio de Charpy A norma ASTM A 572 Gr 50 (2007) não especifica um valor de referência para o Charpy, este deve ser especificado pelo comprador. No trabalho em questão foram escolhidos os valores de 0ºC e 20ºC por estarem mais próximos das temperaturas de trabalho da estrutura em que os tubos foram utilizados. Com base nos resultados obtidos pelo ensaio de Charpy (Figura 53), observou-se um aumento significativo na absorção de energia para o tubo após o curvamento nas 3 posições (intradorso, extradorso e linha neutra) o que é

71 68 compatível com a microestrutura obtida após o curvamento, como será mostrado à frente. Figura 53 - Resultado dos ensaios de Charpy, Tubo reto, Linha Neutra, Extradorso e Intradorso. Fonte: O Autor O aumento da energia absorvida no ensaio de Charpy observado sugere que ocorreu a formação uma microestrutura com grãos de tamanhos heterogêneos para uma microestrutura refinada proveniente da velocidade de resfriamento como também observado por MEIRELES (2009). Um menor tamanho de grão austenítico proporciona a formação de uma microestrutura mais fina após o resfriamento e conseqüentemente, uma melhor tenacidade como observado por BATISTA (2005). Outro fator a ser considerado para o pequeno valor de energia absorvida no ensaio de Charpy do tubo não curvado é introdução de encruamento devido ao trabalho a frio na conformação da chapa para a fabricação do tubo pelo processo U- O-E. BOTT et. al (2003) mostram a menor energia absorvida no ensaio de impacto devido ao referido processo de fabricação de tubos, antes do curvamento.

72 Imagens das fraturas do ensaio de Charpy Metais que possuem estrutura cúbica de corpo centrado, como aços ferríticos, possuem transição dúctil-frágil. Esta transição pode ocorrer devido ao aumento de tensão do material, composição química, variação de temperatura tanto em trabalho quanto em tratamento térmico (Becker et. al., 1999). A Figura 54 mostra a fratura de um dos CPs de ensaio de Charpy do tubo não curvado. Observa-se que há uma predominância de fraturas frágeis com facetas de clivagem e algumas microcavidades esféricas (dimples) que indicam alguns pontos de fratura dúctil, conforme Becker et. al. (1999). Figura 54: Imagem da fratura do ensaio de Charpy - MEV 1000X - Tubo reto Fonte: Usiminas, 2010 A Figura 55 mostra a imagem da fratura do intradorso. Observa-se que há uma predominância de facetas de clivagem, com algumas microcavidades, porém em menor quantidade que o apresentado para a fratura do tubo reto, sugerindo que a fratura também tem aspecto predominantemente frágil.

73 70 Figura 55: Imagem da fratura do ensaio de Charpy - MEV 1000X - Tubo Curvado Intradorso Fonte: USIMINAS, 2010 As Figuras 56 e 57 seguem o mesmo padrão da Figura 55. É importante observar que há uma compatibilidade entre os resultados de dureza obtidos, os resultados dos ensaios de Charpy, resultados dos ensaios de tração e as imagens de fratura apresentadas, reforçando a relação entre aspectos microestruturais e as propriedades estudadas.

74 71 Figura 56: Imagem da fratura do ensaio de Charpy - MEV 1000X - Tubo Curvado Extradorso Fonte: USIMINAS (2010) Figura 57: Imagem da fratura do ensaio de Charpy - MEV 1000X - Tubo Curvado Linha Neutra Fonte: USIMINAS, 2010

75 Ensaio de dobramento longitudinal na solda O dobramento longitudinal, que neste caso é um ensaio qualitativo, foi realizado na solda e aprovado tanto para o tubo reto quanto para o tubo curvo, uma vez que os corpos de prova não apresentaram nenhuma fissura ou trinca após o dobramento. Os corpos de prova foram polidos e atacados com nital 4% para se revelar a região da solda, estas imagens dos corpos de prova dobrados podem ser vistos nas Figuras 58 e 59. Figura 58: Corpo de prova de dobramento - Região da solda - Tubo curvado Fonte: O Autor (2010) Figura 59: Corpo de prova de dobramento - Região da solda Tubo reto Fonte: O Autor (2010)