8º CONGRESSO IBEROAMERICANO DE ENGENHARIA MECANICA Cusco, 23 a 25 de Outubro de 2007

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1 8º CONGRESSO IBEROAMERICANO DE ENGENHARIA MECANICA Cusco, 23 a 25 de Outubro de 2007 REFINO DE GRÃO DE AÇOS C-Mn E ARBL ATRAVÉS DE PROCESSAMENTO TERMOMECÂNICO Turazi A.*, Oliveira C. A. S. Departamento de Engenharia Mecânica, Universidade Federal de Santa Catarina Campus Universitário Trindade CP 476. CEP Florianópolis, SC Brasil * almirturazi@hotmail.com, º carlosa@emc.ufsc.br RESUMO O refino de grão de materiais metálicos tem influência direta no aumento da resistência mecânica. Na laminação a frio o refino é possível aumentando-se os sítios para nucleação da ferrita recristalizada através de deformações elevadas e tratamentos térmicos. O objetivo deste trabalho foi desenvolver, em escala laboratorial, rotas de fabricação para refino de grão. A partir desses resultados foi selecionada a rota mais eficiente para aplicação em testes industriais. O estudo foi realizado em aços C-Mn e ARBL. O trabalho constou de três etapas: caracterização do material produzido hoje pela indústria, desenvolvimento das rotas laboratoriais e produção com a melhor rota em escala industrial. As variáveis estudadas incluíram desde têmpera e revenido até temperaturas e tempos diversos para o recozimento após conformação à frio. Nos materiais produzidos em escala laboratorial foram analisados o tamanho de grão e a dureza, e nos materiais gerados em escala industrial, tanto na caracterização como nos produzidos no teste final, além do tamanho de grão e dureza, foram realizados ensaios de tração e anisotropia. No teste industrial, um aço ARBL que, anteriormente, apresentava grão de 15,8 µm, reduziu seu tamanho médio para 7,7 µm. E a dureza variou de 168 HV para 190 HV. PALAVRAS CHAVE: Conformação a frio, Refino de grão, Tratamento térmico. Cód. 498

2 INTRODUÇÃO O rumo das pesquisas no desenvolvimento de aços laminados se direciona na busca de materiais mais resistentes através de modificações nos processos de fabricação. Isto se deve ao fato de que variações controladas do processo permitem que se obtenham grãos mais finos com menores custos. O refino de grão aumenta a resistência das chapas metálicas, com menores custos de produção, se comparado a processos com adição de elementos de liga, por exemplo. Nos processos atualmente empregados na indústria, esse tamanho de grão ainda se restringe a um limite considerado alto, levando-se em conta as propriedades que podem ser alcançadas com a sua redução. A relação do tamanho de grão com a resistência mecânica pode ser explicada pela quantidade de contorno de grão. Quanto menor o tamanho de grão de um material policristalino, maior a quantidade de contornos, o que dificulta a movimentação de discordâncias pelo material devido a maior desorientação cristalina encontrada nas regiões de contorno. (1). Uma das formas para se obter redução do tamanho de grãos na laminação a frio/ recozimento envolve o estudo e a alteração de algumas variáveis do processamento como: quantidade de deformação, parâmetros de tratamentos térmicos, temperatura de recozimento e tamanho inicial dos grãos. Dependendo de como estas variáveis são combinadas pode-se produzir uma maior nucleação de ferrita ou reduzir a sua taxa de crescimento durante o recozimento de recristalização ocasionando um tamanho de grãos final menor. No presente trabalho estudou-se amostras de três aços: um aço C-Mn e dois microligados (ao Nb e ao Nb+Ti). Com estes materiais caracterizados quanto à microestrutura e resistência mecânica, e conhecendo-se o processo de fabricação atual à que eles são submetidos, desenvolveu-se nova rota de processamento para ser implantada na indústria com o intuito de gerar material com maior resistência. As variáveis estudadas e manipuladas foram temperaturas de recozimento e tratamentos térmicos (especificamente têmpera e revenido). A quantidade de deformação a frio não foi estudada em função das características do processamento industrial destes aços, onde o material de partida eram bobinas laminadas a quente com 2 mm de espessura e o produto final eram bobinas laminadas a frio com 1mm de espessura. Este estudo foi realizado em três fases: a primeira referente a caracterização dos materiais, a segunda em laboratório, onde várias rotas foram simuladas e analisadas; e a terceira fase na indústria, onde a rota laboratorial com resultados mais significativos quanto a refino de grão foi repetida com maquinário industrial. O objetivo deste trabalho foi desenvolver, em escala laboratorial, rotas de fabricação para refino de grão de aços laminados a frio através de modificações no processamento termomecânico. A partir desses resultados foi selecionada a rota mais eficiente para aplicação em testes industriais. MATERIAIS E MÉTODOS O estudo foi realizado em chapas de aços fornecidas pela empresa Brasmetal Waelzholz S.A. conforme especificações abaixo: Tabela 1- Composição química dos aços fornecidos pela indústria (% em peso). Aço C Mn P S Si Al Nb Ti N CF (a) 0,13 0,79 0,016 0,005 0,21 0, ,0062 ML Nb (b) 0,09 1,04 0,018 0,004 0,07 0,039 0,036-0,0044 ML Nb+Ti (c) 0,10 0,9 0,021 0,008 0,28 0,047 0,022 0,074 0,0053 (a) CF: Material conforme NBR 6650 (b) ML Nb: Material conforme NBR Microligado ao Nióbio (c) ML Nb+Ti: Material conforme NBR Microligado ao Nióbio e Titânio Cada aço foi obtido nas seguintes condições: - MP= laminado a quente (matéria-prima da indústria). Espessura= 2 mm. - PA= laminado a frio e recozido (produto acabado da indústria). Espessura= 1 mm. Partindo-se do processamento atual, onde as chapas sofrem uma redução de 50% de espessura por laminação a frio e, em seguida, um recozimento a 700 C, foram desenvolvidos novos caminhos para processamento visando a redução do tamanho de grãos. As variáveis estudadas incluíram desde têmpera e revenido até temperaturas e tempos diversos para o recozimento. Cinco rotas foram estudadas, em laboratório, conforme descrito a seguir:

3 1ª) Deformação a frio com redução de 50% de espessura seguida de recozimento a 700 C por uma hora (reprodução do processo atualmente realizado na indústria). O intuito é avaliar a eficiência do teste laboratorial e obter parâmetros para comparar as rotas propostas. 2ª) Deformação a frio com redução de 50% de espessura seguida de recozimento a 650 C por uma hora. Espera-se que uma temperatura de recozimento menor reduza o crescimento dos grãos. 3ª) Aquecimento a 740 C por 30 minutos seguido de têmpera em água, visando a obtenção de um aço dual phase. Após têmpera, uma deformação a frio com redução de 50% da espessura e, por fim, um recozimento a 650 C por 1 hora. Aços baixo carbono podem ser tratados com uma têmpera intercrítica (temperaturas entre A3 e A1) para formar uma estrutura bifásica de ferrita mais martensita. (2,3). Espera-se que a martensita formada aumente o número de sítios de nucleação de novos grãos de ferrita durante o recozimento, reduzindo o tamanho final dos grãos. 4ª) Deformação a frio com redução de 50% de espessura seguida de recozimento a 700 C por 4 horas. (Rota 1 com maior tempo de recozimento). 5ª) Aquecimento a 740 C por 30 minutos seguido de têmpera em água. Deformação a frio com redução de 50% da espessura e, por fim, um recozimento a 650 C por 4 horas. (Rota 3 com maior tempo de recozimento). As rotas 4 e 5 foram utilizadas para verificar o efeito do tempo de recozimento no tamanho de grão dos aços estudados, já que na indústria é comum se ter tempos de recozimento maiores. A conformação a frio foi realizada em uma prensa de fricção e os tratamentos térmicos (têmpera, revenido e recozimento) em um forno mufla, ambos instalados no LabConf UFSC. Na segunda fase da pesquisa, a rota simulada em laboratório que apresentou melhores resultados quanto ao refino de grão, foi repassada para a simulação com os maquinários da própria indústria fornecedora dos materiais. Devido à dificuldade em se realizar um teste deste porte em uma indústria, apenas um aço foi escolhido para ser submetido ao novo processo. O aço escolhido foi o que apresentou maior redução de tamanho de grão. A seguir os parâmetros utilizados na indústria: - Austenitização: 740 C por 2 horas e 30 minutos. - Resfriamento: em banho de PbBi a temperatura de 280 C por 15 segundos seguido de resfriamento em ar forçado. - Laminação: a frio com redução de 50% de espessura. Foi realizado, também, um passe de encruamento com aproximadamente 1% de redução de espessura. - Recozimento: em caixa a 650 C por 7 horas. Dos materiais fornecidos pela indústria (MP e PA), de cada material gerado pelas rotas produzidas em laboratório e dos materiais do teste em escala industrial (TI) foram extraídas amostras que foram embutidas, lixadas, polidas e atacadas com nital 2% para então serem analisadas em microscópio óptico e microscópio eletrônico de varredura (MEV) para determinação do tamanho médio dos grãos ferríticos, através da norma ASTM E As propriedades mecânicas, das amostras geradas em laboratório, foram avaliadas através de ensaio de microdureza. Este ensaio foi realizado utilizando-se um microdurômetro Vickers, marca SHIMADZU mod. HMV, com carga de 2,9418 N e penetrador piramidal de diamante. Foram realizadas no mínimo 7 medidas por condição. Os resultados de tamanho de grão e dureza de todos os materiais analisados foram demonstrados com intervalo de variação com percentual de confiança de 95%. As amostras MP, PA e as amostras do teste industrial final (TI) foram submetidas a ensaios monotônicos de tração uniaxial que, somado também ao ensaio de dureza, possibilitou o levantamento das propriedades mecânicas dos materiais. Foram realizados ensaios de tração e anisotropia utilizando uma máquina de ensaio de tração-compressão marca EMIC, modelo DL 10000, de acordo com as normas ASTM E8M-97 e ASTM E517-81, respectivamente. Para os ensaios de tração foram confeccionados corpos-de-prova paralelos à direção de laminação, com base de medida igual a 50 mm. Foram utilizados para cada ensaio, 05 corpos-de-prova, sendo os resultados apresentados em média aritmética dos valores obtidos. As seguintes propriedades foram calculadas: tensão limite de escoamento (Se), tensão limite de resistência (Sr), alongamento (ep) e coeficiente de encruamento (n). Nos ensaios de anisotropia foram utilizados três corpos-de-prova para cada uma das três direções avaliadas (0º, 45º e 90º da direção de laminação), com geometria retangular (E tipo C). Com as tensões de limite de resistência obtidas nos ensaios de tração, foram estabelecidos os limites para solicitação de cada material ensaiado, com tensões aplicadas próximas ao limite de resistência das chapas. Isto possibilitou a deformação dos corpos-deprova somente na região plástica e sem a ocorrência de estricção. Com o ensaio de anisotropia as seguintes propriedades puderam ser calculadas: módulo de elasticidade (E o 0, E o 45, E o 90 ), tensão limite de escoamento de engenharia (Se o 0, Se o 45, Se o 90 ), coeficiente de encruamento (n o 0, n o 45, n o 90 ) e coeficiente de anisotropia (r o 0, r o 45, r o 90 ), obtidos em cada ângulo 0 o, 45 o e 90 o, formado com a direção de laminação no plano da chapa. Ainda foi possível o cálculo do coeficiente de encruamento normal ( n ), anisotropia planar ( r) e anisotropia normal ( r ).

4 RESULTADOS E DISCUSSÃO Microestrutura As figuras de 1 a 6 apresentam imagens geradas por microscópio óptico das microestruturas dos três aços estudados tanto na condição MP como na condição PA. Como pode ser visto os aços estudados possuem matriz ferrítica. Nota-se a grande diferença de forma e tamanho dos grãos entre as duas condições. Figura 1- Aço CF / Condição MP Figura 2- Aço ML Nb / MP Figura 3- Aço ML NbTi / MP Figura 4- Aço CF / Condição PA Figura 5- Aço ML Nb / PA Figura 6- Aço ML NbTi / PA Nas figuras de 7 a 10, apresenta-se imagens geradas via MEV (microscópio eletrônico de varredura) do aço ML Nb+Ti sob as principais rotas processadas em laboratório. Figura 7- Aço ML NbTi / Rota 1 Laboratório Figura 8- Aço ML NbTi / Rota 3 Laboratório Figura 9- Aço ML NbTi / Rota 4 Laboratório Figura 10- Aço ML NbTi / Rota 5 Laboratório

5 As rotas 1 e 4, realizadas em laboratório, seguem os mesmos parâmetros do processamento atual da indústria variando-se o tempo de recozimento entre elas (1 hora e 4 horas). Já as rotas 3 e 5, também processadas em laboratório, dizem respeito à nova rota desenvolvida, onde uma têmpera é introduzida. Estas rotas também se diferenciam pelo tempo de recozimento (1 e 4 horas). Nota-se que o material apresenta as mesmas características, quanto aos constituintes e a forma dos grãos para todos os casos mas, entre a rota atual e a desenvolvida, a redução do tamanho de grão é visivelmente percebida. Em aços baixo carbono a microestrutura martensítica tem a forma de ripas e a subestrutura é formada com alta densidade de discordâncias arranjadas na forma de células. A densidade de discordâncias é similar à encontrada em amostras submetidas a deformações severas à temperatura ambiente. Assim, pode-se esperar que a deformação da martensita aumente o número de sítios para nucleação da ferrita durante a recristalização, refinando o tamanho dos grãos. (4). O aumento do tempo de recozimento, para ambos os casos, não apresentou influência no resultado final obtido. Tanto a distribuição quanto o tamanho de grãos se mantiveram constantes. A rota 2, onde toda rota 1 é reproduzida diminuindo-se, apenas, a temperatura de recozimento, não gerou os resultados esperados, ou seja, uma menor temperatura não influenciou na taxa de crescimento dos grãos durante o recozimento. A microestrutura final obtida foi a mesma gerada pela rota 1. Nas figuras 11 e 12 estão dispostas micrografias do aço ML Nb+Ti em duas etapas do novo processo testado na indústria. Na figura 11 uma situação intermediária (aço apenas temperado), e na figura 12 o resultado final obtido após processamento completo em escala industrial (têmpera a 740 C/banho metálico Pb+Bi - deformação com redução de espessura de 50% - recozimento em caixa a 650 C). Figura 11- Aço ML NbTi / Teste Industrial (aço apenas temperado) Figura 12- Aço ML NbTi / Teste Industrial Final A importância da figura 11 é apresentar a formação de martensita precipitada em uma matriz ferrítica. Como já mencionado, esta martensita, após deformação, irá gerar um aumento do número de grãos. Quanto ao material final produzido no teste industrial, percebe-se que ele apresenta homogeneidade de forma e distribuição de tamanho de grãos. Diferente do apresentado no produto acabado da indústria com a rota antiga (Figura 6). Essa disposição tem grande influência na ductilidade e resistência mecânica do material. Segundo Newby(5) os aços podem apresentar grãos equiaxiais ou grãos alongados (forma de panqueca), e essa variável permite a produção de aços com melhor ou pior estampabilidade. Tamanho de Grão Os resultados do tamanho de grãos são apresentados na Tabela 2. Na condição MP (laminado a quente) o aço ML Nb+Ti é o que apresenta menor tamanho de grão dentre os aços estudados. Para DeArdo(6), isto ocorre devido ao efeito de refino de grão dos elementos microligantes, Nb e Ti. Porém, após o processo de fabricação (laminação a frio e recozimento), nota-se que o tamanho dos grãos aumenta para todos os materiais estudados (PA), e para o caso dos aços ARBL este aumento foi mais acentuado ainda. A ocorrência deste fato se baseia no tipo de processo de fabricação, onde o percentual de deformação a frio é relativamente pequeno e o tempo de recozimento muito grande (mais de 4 horas). O aumento mais acentuado dos grãos nos aços ARBL, está associado com a precipitação dos elementos microligantes que retiram o carbono de solução, conforme descrito por Gallego e Kestenbach(7), o que acelera o processo de recristalização e crescimento dos grãos. Seguindo-se o mesmo processo da indústria, mas em escala laboratorial (rota 1), percebe-se uma redução do tamanho médio de grãos. Isto se deve ao fato de que, em um processo industrial o tempo de recozimento é maior e, também, à diferença entre o processo de deformação a frio utilizado na indústria e o simulado em laboratório. No laboratório foi utilizado o forjamento a frio (recalque) em uma prensa de fricção e na indústria utilizou-se a

6 laminação. No forjamento, embora as espessuras inicial e final tenham sido iguais as obtidas por laminação, ocorrem mais deformações secundárias, o que aumenta o encruamento. A maior quantidade de encruamento faz com que se obtenham, no recozimento, grãos menores. Tabela 2- Tamanho de grão (em µm) dos materiais sob todas as condições analisadas. CONDIÇÃO MATERIAL CF ML Nb ML Nb+Ti MP 9,0 ± 0,6 7,3 ± 0,4 6,6 ± 0,3 PA 12,0 ± 0,6 13,0 ± 1,0 15,3 ± 1,0 ROTA 1 7,7 ± 0,4 6,0 ± 0,3 6,4 ± 0,3 ROTA 2 7,5 ± 0,2 5,6 ± 0,2 6,4 ± 0,2 ROTA 3 5,2 ± 0,1 3,6 ± 0,1 3,7 ± 0,1 ROTA 4 7,5 ± 0,4 5,8 ± 0,2 5,8 ± 0,2 ROTA 5 6,4 ± 0,2 4,1 ± 0,1 4,1 ± 0,1 TESTE INDUSTRIAL - - 7,1 ± 0,2 Os valores do tamanho de grão obtidos na simulação em laboratório, embora menores do que os obtidos na indústria serviram de base para comparação entre as diversas rotas laboratoriais propostas, e permitiram a realização de perspectivas do resultado do teste industrial. A redução da temperatura de recozimento não reduziu o crescimento dos grãos durante esta etapa, ou seja, repetindo-se a rota 1 com modificação apenas da temperatura de recozimento, de 700 C para 650 C, o tamanho de grão final apresentou resultados semalhantes para todos os aços estudados. A rota 3, onde uma têmpera intercrítica é inserida ao processo, gerou os resultados mais significatrivos quanto ao refino de grãos, entre os processos estudados. Esta têmpera gerou um material ferrítico com regiões de martensita dispersas. Esta martensita funciona como sítios para nucleação de novos grãos reduzindo o tamanho médio final. Analisando-se o efeito da variação do tempo de recozimento de uma para 4 horas, ou seja: comparando-se as rotas 3 com 5 e 1 com 4, respectivamente, não se observa variações significativas no tamanho de grão. Com o novo processo de fabricação submetido ao aço ML Nb+Ti na indústria, atingiram-se valores de tamanho de grão com cerca de 53% de redução. Propriedades Mecânicas Na tabela 3 estão dispostos os resultados de dureza para os materiais em todas as fases da pesquisa. Tabela 3- Microdureza Vickers (HV 2,9418 N) dos materiais sob todas as condições analisadas. CONDIÇÃO MATERIAL CF ML Nb ML Nb+Ti MP 174 ± ± ± 1 PA 139 ± ± ± 3 ROTA ± ± ± 10 ROTA ± ± ± 7 ROTA ± ± ± 4 ROTA ± ± ± 7 ROTA ± ± ± 4 TESTE INDUSTRIAL ± 4 Quanto à resistência mecânica pode-se perceber que, mesmo apresentando grãos maiores, os aços ARBL possuem dureza mais elevada que o aço C-Mn na condição PA (produto acabado da indústria). Segundo Honeycombe(8) este efeito é devido a formação de carbonetos/ nitretos microligados que bloqueiam, total ou parcialmente, a movimentação de discordâncias nos planos de deslizamento do material. Este efeito acaba tendo maior influência na dureza final da peça que o efeito causado pelo tamanho dos grãos. A redução da temperatura de recozimento, em laboratório, não gerou resultados significativos quanto a resistência mecânica também. Assim como para o tamanho de grão, conforme visto na rota 2 (mesmo processo industrial modificando-se a temperatura de recozimento de 700ºC para 650ºC), os valores de dureza também pouco variaram.

7 A rota que apresentou melhores resultados, quanto a melhoria da resistência mecânica, foi a rota 3. Neste processo de fabricação, conforme já mencionado, utilizou-se uma têmpera intercrítica, onde apenas parte do material é austenitizado. Segundo Trowsdale(9), durante o aquecimento ocorre partição do carbono enriquecendo a austenita formada. Esta austenita enriquecida se transforma em martensita durante o resfriamento e a estrutura resultante é uma matriz ferrítica com ilhas de martensita. (9-10). A pequena porcentagem de martensita é necessária para o aço ter ductilidade suficiente para ser deformado a frio. Através do ensaio de dureza, comprovou-se a relação da resistência mecânica com o tamanho de grão enunciada 1 / 2 através da equação de Hall-Petch ( σ = σ 0 + kd ), que mostra que o limite de escoamento (σ) do aço com baixo teor de carbono varia inversamente com a raiz quadrada do diâmetro de grão (d). O processo industrial atualmente utilizado apresenta dureza de 168 HV. A nova rota apresentou um aumento significativo de dureza (22 HV). Nas tabelas 4 e 5 estão dispostos os resultados dos ensaios de tração e anisotropia do material na condição PA (Produto Acabado) e TI (Teste Industrial). Tabela 4- Resultados do ensaio de tração - material ML Nb+Ti. PROPRIEDADES CONDIÇÃO PA TI Se (MPa) Sr (MPa) ep (%) 18,65 16,49 n 0,11 0,11 Os valores de limite de escoamento e limite de resistência encontrados através do ensaio de tração não sofreram melhoras como era o esperado, apresentando até pequena redução. No caso do limite de escoamento esta redução alcançou 6%. Tabela 5- Resultados do ensaio de anisotropia - material ML Nb+Ti. PROPRIEDADES CONDIÇÃO PA TI E0 (MPa) E45 (MPa) E90 (MPa) Se-0 (MPa) Se-45 (MPa) Se-90 (MPa) n0 0,14 0,13 n45 0,11 0,10 n90 0,11 0,09 n 0,12 0,11 r0 1,20 1,48 r45 2,00 1,12 r90 1,20 1,60 r 1,59 1,33 r -0,80 0,41 Neste caso (ensaio de anisotropia) percebe-se que os valores de limite de escoamento do material TI são superiores ao material na condição PA para os corpos de prova coletados a 45 e 90 (de 423 para 436 MPa e de 465 para 475 MPa, respectivamente). Isto leva a conclusão que o material, de forma geal, aumentou seu limite de escoamento, o que não foi evidenciado no ensaio de tração, já que o corpo de prova para aquele ensaio é coletado a 0 da direção de laminação. Embora os valores de Se não tenham alcançado os valores esperados em relação a grande redução do tamanho de grãos, deve-se levar em conta, também, que estes valores estão relacionados a outras variáveis como, por exemplo, às microestruturas (distribuição de forma e tamanho dos grãos) formadas após cada processo, conforme mencionado anteriormente.

8 O coeficiente de encruamento normal ( n ), calculado para o material, não sofreu variação de processo para processo, indicando que em condições de estiramento o material deve manter seus limites de deformação. Já para o coeficiente de anisotropia normal ( r ) os resultados demonstram pequena redução com a nova rota, de 1,59 para 1,33. Isto seria indicativo de limites de deformação máxima menores em regiões com situações de embutimento. Mas percebe-se, também, que os coeficientes de anisotropia para as amostras coletadas a 0 e 90 aumentaram (1,20 para 1,48 e 1,20 para 1,60 respectivamente). Isto induz a conclusão de que em determinadas regiões da peça estampada, os limites de deformações combinadas (eixos x e y), para condiçoes de embutimento, sejam maiores no material produzido com a nova rota. CONCLUSÃO A redução da temperatura de recozimento (700 C para 650 C) e a variação do tempo de recozimento (1 para 4 horas) não tiveram influência significativa na dureza e no refino ou crescimento dos grãos nos testes em laboratório. Para os processos simulados onde se introduziu um tratamento térmico, os resultados obtidos, quanto ao refino de grãos, foram favoráveis. Para o material microligado ao Nb e Ti obteve-se 43% de redução de tamanho de grãos comparado ao tamanho de grãos obtido pela rota 1. O aço ML Nb apresentou 40% e o aço C-Mn 33% de redução. Na indústria, a nova rota proposta, onde uma têmpera intercrítica é introduzida ao processo de fabricação, gera material com grãos mais finos e com uma distribuição mais homogênea quanto à forma e tamanho. Os resultados demonstram que o material com grãos mais finos deve apresentar limites de deformação até estricção superiores na maioria das situações encontradas em processos de estampagem. Exceto para alguns casos de embutimento, este limite pode ser menor para o material produzido com a nova rota. AGRADECIMENTOS A Brasmetal Waelzholz S.A. Indústria e Comércio, em especial, ao doutor Antenor Ferreira Filho, pelo fornecimento de material, pelos ensaios industriais e pelo incentivo. Ao CNPq, pelo financiamento do projeto. A CAPES, pela bolsa de mestrado. REFERÊNCIAS 1. DIETER, G.E. Metalurgia Mecânica. 2ª ed., Rio de Janeiro, Guanabara Dois, SANTOS, D.B.; BRUZSZEK, R.K.; RODRIGUES, P.C.M.; PERELOMA, E.V. Formation of ultra-fine ferrite microstructure in warm rolled and annealed C-Mn steel. Materials Science and Engineering A346, p , TAVARES, S.S.M.; PEDROZA, P.D.; TEODÓSIO, J.R.; GUROVA, T. Mechanical Properties of a Quenched and Tempered Dual Phase Steel. Scripta Materialia, V. 40, n. 8, p , GALLEGO, J.; SILVA NETO, O.V.; JORGE Jr, A.M.; BALANCIN, O. Obtenção de Grãos Ferríticos Ultrafinos em Aço Baixo Carbono Através de Tratamento Termomecânico a Morno. 26 SENAFOR, 10 Conferência Internacional de Forjamento, Porto Alegre, p , NEWBY, J.R. Formability of steel sheet; Metals handbook; Forming and forging. 9ª ed., v. 14, p , DEARDO, A.J. Metallurgical Basis for Thermomechanical Processing of Microalloyed Steels. Ironmaking and Steelmaking, V. 28, n. 2, p , GALLEGO, J.; KESTENBACH, H.J. Interação entre os Mecanismos de Endurecimento nos Aços Microligados. XVI Cbecimat, Porto Alegre, p. 1, HONEYCOMBE, R.W.K. Carbide Precipitation in HSLA Steels. Proc. Microalloyed HSLA Steels. (A. DeArdo, ed.), Chicago, p. 1-13, TROWSDALE, A.J.; PRITCHARD, S.B. Dual Phase Steels High Strength Fasteners Without Heat Treatment. Corus Constructions & Industrial, UK, COTA, A.B.; OLIVEIRA, F.L.G.; BARBOSA, A.L.R.; LACERDA, C.A.M.; ARAÚJO, F.G.S. Microstructure and Mechanical Properties of a Microalloyed Steel After Thermal Treatments. Materials Research, V. 6, n. 2, p , 2003.