ESTUDO DO COMPORTAMENTO AO CISALHAMENTO NA ESTAMPAGEM DE AÇOS PARA FINS ELÉTRICOS PARTE 1: CARACTERIZAÇÃO MECÂNICA

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1 CONAMET/SAM SIMPOSIO MATERIA 2002 ESTUDO DO COMPORTAMENTO AO CISALHAMENTO NA ESTAMPAGEM DE AÇOS PARA FINS ELÉTRICOS PARTE 1: CARACTERIZAÇÃO MECÂNICA M. A. Magella 1, R. V. B. D. Torre 2 e I. Kühn 3 Universidade Federal de Santa Catarina, Departamento de Engenharia Mecânica, Florianópolis, Santa Catarina, Brasil 1,3 EMBRACO Empresa Brasileira de Compressores S. A. 2 marley@pg.materiais.ufsc.br, rodrigo_v_torre@embraco.com.br, ingeborg@emc.ufsc.br RESUMO As lâminas para fabricação de núcleos de motores e transformadores são produzidas principalmente a partir de aço elétrico de grão não orientado dos tipos semi e totalmente processados. Apresentando características distintas, o comportamento desses aços na estampagem é bastante diferenciado, o que é verificado no desgaste das ferramentas e conseqüentemente na formação da rebarba. A puncionabilidade, uma das mais importantes características físicas dos aços elétricos está relacionada com a razão elástica (razão limite de escoamento/limite de resistência). Através de ensaios de tração e de estampagem, este trabalho mostra que fatores como os elementos de liga dos aços e o tamanho de grão são tão importantes quanto a razão elástica na avaliação da puncionabilidade. Palavras-chave: aço elétrico, puncionabilidade, razão elástica, tamanho de grão. 1. INTRODUÇÃO Os núcleos de motores e de transformadores são fabricados com materiais magneticamente moles. Nestes, os valores de permeabilidade magnética inicial e máxima são grandes, enquanto que os valores da força coerciva são pequenos. São, portanto, materiais susceptíveis tanto de magnetização como de desmagnetização e são pouco afetados pela histerese. As características magnéticas dos materiais magneticamente moles dependem do grau de pureza da composição química e da distorção da estrutura cristalina [1]. Quanto menor for o teor de impurezas, maiores são os valores de permeabilidade magnética e menores são os valores da força coerciva, bem como menores são as perdas causadas pela histerese. Efeito similar exerce a distorção no reticulado cristalino, que deve ser evitada tanto quando da fabricação do material quanto durante a sua utilização. Os aços elétricos são um os materiais magnéticos moles de maior utilização. Dentre as classes existentes, destacam-se os chamados aços de grão não-orientado (para uso em motores) dos tipos semi e totalmente processados. Os primeiros têm suas propriedades magnéticas (perdas e permeabilidade) desenvolvidas no fabricante de motores. O desenvolvimento dessas propriedades se dá com o tratamento térmico de recozimento, que proporciona considerável crescimento de grão, redução do teor de carbono, alívio de tensões internas e desenvolvimento de textura apropriada - <100>. Esses aços são submetidos a uma pequena redução de espessura (passe de encruamento) da ordem se 3 a 8%, o que favorece a recristalização e posterior crescimento de grão durante o recozimento. Os aços do tipo totalmente processados já têm suas características magnéticas finais desenvolvidas nas siderúrgicas. O núcleo de motores é fabricado a partir da justaposição de lâminas de aço, sendo a estampagem o processo tradicional de confecção destas lâminas. Considerada uma das mais importantes características físicas dos aços elétricos, a puncionabilidade está relacionada com a razão elástica (razão limite de escoamento/limite de

2 resistência), que para muitos autores é o primeiro e o principal critério de avaliação desses materiais [2]. A puncionabilidade dos aços elétricos é uma combinação de propriedades que respondem com uma maior vida útil das ferramentas de corte e uma formação mínima de rebarba. A razão elástica então, é o principal requisito para que o aço utilizado na confecção dos motores apresente um bom desempenho na operação de puncionamento. Valores superiores a 85% de razão elástica são considerados desejáveis [3]. A evolução da operação de estampagem leva ao desgaste das ferramentas de corte (punção e matriz) e conseqüentemente ao aumento da altura da rebarba. Existe um valor pré-estabelecido de altura de rebarba que determina o momento de reparo ou mesmo de substituição das ferramentas de corte. A esse valor de altura da rebarba está associado um número de golpes entre afiações, que se torna o principal parâmetro de desempenho das ferramentas. A formação da rebarba é afetada por vários fatores, podendo ser citados [4]: - propriedades mecânicas do aço (limite de escoamento e de resistência, que determinam a razão elástica (σ e /σ r ); - a folga punção/matriz; - a rigidez da prensa; e, - o estado de afiação das ferramentas. Devido às particularidades quanto à composição química, forma de obtenção ou ainda o processo de conformação a que são submetidos os aços, o comportamento destes (tanto semi como totalmente processados) nas operações de estampagem pode ser analisado considerando a ação de pelo menos três mecanismos de endurecimento: endurecimento por solução sólida, encruamento e refino de grão. Este trabalho (Parte 1) objetiva quantificar os fatores de maior influência sobre a puncionabilidade de dois aços elétricos comerciais, um semi processado e o outro totalmente processado, ambos de larga utilização pelos fabricantes de motores elétricos. 2. EFEITO DOS ELEMENTOS DE LIGA/IMPUREZAS E DO TAMANHO DE GRÃO Dentre os elementos de liga e/ou impurezas presentes nos aços elétricos, destacam-se, dada sua influência, silício e fósforo. O silício (Si) leva ao aumento de resistência mecânica e redução de dutilidade, e, em decorrência, ao aumento da dureza do aço. Estes efeitos estão relacionados ao endurecimento por solução sólida decorrente da dissolução do Si na matriz ferrítica [5, 6]. Este elemento é um forte estabilizador da fase-α. Devido a sua afinidade pelo oxigênio, tende a reduzir o óxido de ferro através de reações como a abaixo representada 2 FeO + Si 2 Fe + SiO 2 A sílica leva ao aumento da resistividade do aço, o que permite diminuir as perdas causadas pelas correntes de Foucault. Devido ao seu efeito alfagênio, o silício induz a dissolução do carboneto de ferro, precipitado que leva a uma considerável redução das características magnéticas. O silício contribui também para o crescimento de grão, o que, por sua vez, melhora as propriedades magnéticas. Embora os aços elétricos ao silício sejam essencialmente ferríticos e possuam tamanho de grão grande, não se verifica nestes o efeito de gume postiço de corte, comumente presente nos aços de muito baixo teor de carbono [7]. Este desejável efeito está acompanhado pelo aumento do desgaste do ferramental devido a maior abrasividade causada quando da adição de silício. O fósforo (P), similarmente ao silício, leva ao aumento da resistência mecânica e a redução da dutilidade. Estes efeitos são conseqüência (i) do endurecimento por solução sólida e (ii) da presença de precipitados. A solubilidade do P no Fe-α é de apenas 0,0015% (em peso) a temperatura ambiente [8]. Devido à diferença apreciável de composição entre as curvas líquidus e sólidus no diagrama de fases Fe-P, verifica-se a segregação de fósforo durante a solidificação [9], resultando em estrutura heterogênea com regiões ricas deste elemento, bastante espalhadas entre si. Além disto, tem sido verificada a presença de precipitados de Fe 3 P [10, 11] na forma de partículas muito finas e incoerentes. A presença de fósforo também minimiza o efeito de gume postiço de corte, ou seja, o desgaste adesivo. O tamanho de grão possui um efeito significativo sobre a tensão de escoamento [12] uma vez que, em

3 baixas temperaturas, os contornos de grão atuam como barreira ao movimento das discordâncias. 3. PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL Os materiais utilizados neste experimento foram chapas de 0,5 mm de espessura dos aços de grão não-orientado totalmente processado, identificado como TP, e semi processado, identificado como SP, procedentes de duas siderúrgicas brasileiras. Para avaliar o efeito da presença de elementos de liga bem como das características microestruturais sobre a puncionabilidade, procedeu-se 4. RESULTADOS E DISCUSSÕES A Tabela I apresenta o resultado da análise do tamanho de grão ASTM para as amostras estudadas e os equivalentes diâmetros médios e grãos por polegada quadrada quando de uma ampliação de 100 vezes. As Figuras 1 e 2 apresentam as microestruturas dos aços em análise. Tabela I Tamanho de grão ASTM. Material N ASTM Diâmetro médio (mm) Grãos por polegada quadrada TP 3 ~ 4 0,127 ~ 0,090 4 ~ 8 SP 8 0, (a) a caracterização das matérias-primas quanto à composição química, tamanho de grão e propriedades mecânicas obtidas do ensaio de tração; (b) a caracterização microestrutural (microscopia óptica) após preparação metalográfica segundo o procedimento padrão de lixamento, polimento e ataque químico. Os reagentes utilizados foram o de Vilela e nital 4% para os aços TP e SP, respectivamente; (c) ao ensaio de estampabilidade. Para a realização deste ensaio foi confeccionado um dispositivo que, acoplado a máquina de tração MTS 810-T, permitia que o pino superior, quando em compressão, movesse o punção contra o corpo de prova (Figura 1). As folgas entre punção e matriz foram as mesmas que as utilizadas industrialmente na confecção de estatores de motores elétricos pela Embraco. Este ensaio foi realizado em amostras com dimensões de 150 x 122,5 x 0,5 mm, tendo sido confeccionados três corpos de prova para cada um dos materiais ensaiados. Figura 1 Microestrutura do aço elétrico de grão não orientado totalmente processado. Aumento: 100x. Reagente: nital. A análise química quantitativa dos materiais foi realizada pela técnica de espectrofotometria de plasma. O tamanho de grão foi determinado pelo método comparativo. Para tal mediu-se o diâmetro médio dos grãos e a quantidade de grãos por área [12], utilizando-se uma ampliação 100 vezes, em um microscópio Olympus modelo Vanox. Para o ensaio de tração foram confeccionados três corpos de prova para cada aço, segundo a norma NBR 6152 (antiga MB-4) para chapa fina, através de uma máquina de corte a laser. O equipamento utilizado na execução desse ensaio foi uma máquina MTS 810-T. Figura 2 Microestrutura do aço elétrico de grão não orientado semi processado. Aumento: 100x. Reagente: nital. O resultado da análise química está apresentado na Tabela II e na Tabela III o resultado do ensaio de tração. As curvas obtidas neste ensaio encontram-se nas Figuras 3 e 4.

4 Tabela II Resultado da análise química Material Composição química (%) C Si S P TP 0,008 1,95 0,005 0,02 SP 0,032 0,011 0,002 0,02 Já o aço SP, embora seja um aço comum de baixíssimo teor de carbono, apresentou elevada tensão de escoamento (devido ao seu grau de encruamento e pequeno tamanho de grão) e relativamente elevada tensão de resistência (como resultado de seu pequeno tamanho de grão). A carga máxima foi alcançada após apenas 6,78% de deformação e a deformação total até a ruptura foi de apenas 26,32%. Conforme pode ser observado, quanto menor é o valor da razão elástica (σ e / σ r ) maior é deformação total até a ruptura. Figura 3 Curva tensão x deformação resultante do ensaio de tração do aço elétrico TP. Um diagrama força x deslocamento do punção obtido quando da estampagem do aço TP é apresentado na Figura 5. De acordo com o proposto por Johnson e Slater (apud [13]), a partir das observações de Chang e Swift (idem), pode-se observar que os fenômenos que ocorreram durante o processo de estampagem podem ser associados a cinco etapas distintas, a saber: Figura 4 Curva tensão x deformação resultante do ensaio de tração do aço elétrico SP. Tabela III Propriedades mecânicas Propriedade/ material TP SP σ e (MPa) σ r (MPa) ε pico (%) 20,79 6,78 ε total (%) 31,52 26,32 σ e / σ r 0,66 0,92 O aço TP, apesar do elevado tamanho de grão e da quase ausência de carbono, apresentou tensão de escoamento de 274 MPa e tensão de resistência de 417 MPa em decorrência do efeito do silício em solução sólida. Este efeito fica ainda evidenciado na quantidade de deformação sofrida pelo material após o estriccionamento. Figura 5 - Diagrama genérico força do punção x deslocamento do punção: 1 - estágio elástico, 2 - estágio elastoplástico, 3 - estágio elastoplástico no qual ocorre cisalhamento, 4 - início e propagação de trincas que levam a ruptura final, e 5 tensões residuais. 1 a. etapa a chapa de aço deforma-se elasticamente; 2 a. etapa inicia-se a deformação plástica. O material escoa ao longo dos eixos de corte na direção de penetração do punção e também no interior da folga entre o punção e a matriz. O escoamento do material leva ao encruamento, o que resulta em um aumento da força de corte até um valor máximo de carga. De acordo com [14], até este momento não ocorre redução de seção nem cisalhamento. 3 a. etapa inicia-se o cisalhamento, uma vez que o material não consegue mais escoar. Como decorrência, há uma redução na seção transversal e a força de corte diminui apesar do aumento do encruamento do material;

5 4 a. etapa inicia-se a fratura após excedida a tensão de cisalhamento de material. A força de corte decresce rapidamente durante esta fase; 5 a. etapa embora o corte tenha terminado, as tensões radiais entre o punção e a chapa bem como entre o produto e a matriz induzem a um componente de força residual. Comparando-se o comportamento dos aços elétricos TP e SP (Figura 6) pode-se observar que: a presença de um passe de encruamento da ordem de 3 a 8% no aço SP e assim a sua menor deformação na etapa 2; a presença de ferrita de menor dutilidade (fragilizada pelo silício) e assim menor deformação por cisalhamento no aço TP. Note-se que o efeito de fragilização da ferrita pelo silício (aço TP) se sobrepôs ao efeito de refino de grão (aço SP). 5. CONCLUSÕES Os resultados das análises efetuadas permitem concluir que: A maior tensão de escoamento do aço SP (298 MPa) relativamente ao aço TP (274 MPa) deve-se ao seu grau de encruamento; os valores de tensão de resistência mostram que o efeito do silício (417 MPa para o aço TP) se sobrepõe ao efeito de tamanho de grão (323 Mpa para o aço SP); (a) Devido ao encruamento, o aço SP apresentou pouca deformação antes do estriccionamento (6,78 %); O valor da razão elástica (σ e / σ r ) mostrou-se inversamente proporcional a deformação total até a ruptura; (b) Figura 6 Curvas força do punção x deslocamento do punção para os aços elétricos (a) TP e (b) SP. o deslocamento total do punção até a ruptura foi praticamente o mesmo; a força máxima de ruptura foi de aproximadamente 1300 Kgf para o aço SP, enquanto que para o aço TP foi de 1700 Kgf; as declividades das curvas correspondentes as etapas 1 e 2, indicam que o aço TP sofreu maior deformação por encruamento que o aço SP; este, todavia, apresentou maior deformação quando em cisalhamento (região 3). Esse comportamento pode ser relacionado a: menor resistência mecânica do aço SP, logo menor força de corte; Comparando os resultados do ensaio de puncionabilidade dos aços elétricos, pode-se dizer que o deslocamento total do punção até a ruptura foi praticamente o mesmo; a força máxima de ruptura foi menor para o aço U450; as curvas força do punção x deslocamento do punção indicam que o aço TP sofreu maior deformação por encruamento que o aço SP; este, todavia, apresentou maior deformação quando em cisalhamento. Estes resultados foram atribuídos à composição química e a microestrutura destes materiais; Embora os resultados do ensaio de puncionabilidade não sejam conclusivos, pode-se inferir que a presença de silício no aço TP leve a um maior desgaste das ferramentas de estampagem.

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