No processo de estampagem a quente durante a conformação termomecânica da chapa ocorre uma intensa troca de calor entre o blanque e a ferramenta, o que pode ocorrer tanto através de convecção como de condução. Esta troca de calor é fundamental para garantir a taxa de resfriamento e a formação
de uma microestrutura preponderantemente martensítica, homogênea, em todas as regiões do componente estampado.
Segundo Turetta (2008a) os principais mecanismos que afetam a transferência de calor entre os corpos durante a estampagem a quente são:
PARÂMETROS DO PROCESSO: pressão de contacto, temperatura inicial e tempo de contacto sob pressão; CONDIÇÕES DE INTERFACE: lubrificação, qualidade da
superfície, nível de óxidos, rugosidade, fricção, limpeza da superfície, macro e micro geometria da superfície;
CONDIÇÕES DO MATERIAL: tipo de materiais em contacto, comportamento reológico, condutividade térmica, capacidade térmica;
Em função disso pode-se considerar que o processo de transferência de calor é complexo, sendo afetado por diversos mecanismos que agem simultaneamente, os quais também são afetados por uma série de variáveis presentes. Karbasian e Tekkaia (2010) mostrou que a transferência de calor entre o blanque e a ferramenta pode ser muito complexa durante o processo de estampagem a quente, pois estão envolvidos, simultaneamente, mecanismos de condução, convecção e radiação, como mostrado na figura 50.
Durante o resfriamento a condução de calor é o processo dominante, por isto é importante que, para que seja alcançada a velocidade de resfriamento necessária, se conheça o coeficiente de transmissão de calor do material que está sendo conformado, do material da ferramenta e entre a ferramenta e o blanque, o qual depende de inúmeros fatores. Segundo Liu et al (2010) a equação 11 descreve a transferência de calor entre o blanque e a ferramenta de conformação e a equação 12 descreve a transferência de calor entre o blanque e o ar.
qd = hlub . ( T – Tt ) (11)
onde:
qd = Quantidade de calor transferido;
hlub = Coeficiente de condução de calor;
T = Temperatura do blanque; Tt = Temperatura da ferramenta.
qc = hc . ( T - T∞ ) (12)
onde:
qc = Transferência de calor entre o blanque e o ar;
hc = Coeficiente de troca de calor convectivo;
T = Temperatura do blanque; T∞ = Temperatura do ar.
Figura 50 - Coeficiente de transferência de calor entre a ferramenta e o blanque envolvidos na estampagem a quente.
Fonte: adaptado de (KARBASIAN e TEKKAIA, 2010)
2.3.3.2 Pressão de contacto
O coeficiente de transmissão de calor é inicialmente definido pela pressão de contato existente entre a ferramenta e o blanque e quanto maior a pressão maior o coeficiente, até determinados valores de pressão, como mostrado na figura 51 (RAVINDRAN, 2011; NAGANATHAN, 2010; CUI et al , 2012)
Alguns autores como Lei et al (2012) mostraram que o coeficiente de extração de calor aumenta com a pressão de fechamento e que este efeito pode ser expresso matematicamente pela equação 13.
h(p) = ( Kair/ µ ) . [ 1 + 85 . ( P / σr ) 0,8 ] (13)
onde:
h(p) = Coeficiente de extração de calor em função da pressão; Kair = Coeficiente de condução do ar;
µ = Rugosidade da placa de aço; P = Pressão sobre o banque;
σr = Tensão de escoamento do aço AHSS.
Figura 51 - Variação do coeficiente de transmissão de calor (Ht) entre a ferramenta de conformação e o blanque em função da pressão de contato (P).
Fonte: adaptado de (CUI et al, 2012)
Turetta (2008a) também mostrou que quanto maior a pressão de contato exercida pela ferramenta maior o coeficiente de transferência de calor (figura 52). Bai et al (2012) mostraram que com o aumento da pressão de fechamento o coeficiente de transferência de calor aumenta até pressões próximas de 100MPa e após tende a se estabilizar. Isto ocorre porque com a elevação da pressão aumenta gradualmente o contacto microscópico entre as áreas da ferramenta e do material. Em pressões próximas de 100MPa ocorre deformação plástica do material da peça a nível microscópico, e nesta condição o contacto chega praticamente a 100% do valor nominal, onde o coeficiente de transferência de calor atinge um valor máximo ao redor de 6kW/m2K.
Figura 52 - Correlação entre a pressão de contacto e o coeficiente médio de extração de calor entre a ferramenta e o material (22MnB5).
Fonte: adaptado de (TURETTA, 2008a)
Hu, Ying e Liao (2013) estudaram o efeito da pressão exercida sobre um corpo de prova confeccionado de aço 22MnB5 aquecido a 900oC sobre o coeficiente de transferência de calor interfacial, variando a pressão de 5 até 45MPa. Constatou que para este intervalo o valor médio do coeficiente aumentou de 2500 para aproximadamente 5000W/m2oC.
Segundo Souza (2013) a pressão de contato elevada gera uma deformação superficial da chapa, reduzindo a rugosidade, conduzindo a uma evolução do contato térmico de um estado onde a resistência de contato passa de um mínimo para um valor máximo. Neste caso o valor da resistência de contacto depende da própria pressão de contacto, da tensão de escoamento do material que está sendo estampado e da temperatura da interface. Merklein, Lechler e Stoehr (2009), Hung et al (2014) e Cui et al (2012) também avaliaram o efeito e determinaram que quanto maior a pressão de contato maior o coeficiente de transmissão de calor entre o material e a ferramenta.
Chang et al (2014) levantaram curvas de resfriamento em função da pressão de contacto entre a ferramenta e o blanque para um aço 22MnB5 estampado a 900oC através de uma prensa hidráulica, constatando que quanto maior a pressão maior a velocidade de resfriamento, como mostrado na figura 53. Turetta (2008a) fez um trabalho semelhante.
Liu et al (2010) estudaram o efeito da pressão do contra chapa em uma operação de estampagem sobre o perfil de
distribuição de temperatura e verificou que quanto maior a pressão menor a temperatura, o que é justificado pelo maior contacto entre o blanque na região do flange com a ferramenta.
Figura 53 - Curvas de resfriamento do blanque para diferentes pressões de contacto.
Fonte: adaptado de (CHANG et al, 2014)
2.3.3.3 Tempo de contacto
Cui et al (2012) mostraram que a quantidade de martensita e consequentemente a dureza aumentam com o tempo de contacto entre o blanque e a ferramenta, como mostrado na figura 54 e para se obter a maior dureza o tempo de contacto deve exceder 10s. Através destes resultados constataram que a região do flange atingiu a maior dureza, seguida das paredes laterais e por último o fundo.
O tempo de contato tem uma relação direta com a temperatura de desmoldagem. Maki, Kusunoki e Nakanihi (2012) avaliaram o efeito da temperatura de desmoldagem ou de retirada do componente da ferramenta após a estampagem a quente de um aço do tipo SUS304 (equivalente ao 22MnB5) e constataram que quanto maior esta temperatura menor a dureza. Em temperaturas de desmoldagem de 100oC a dureza atingiu 530HV enquanto que a 400oC caiu para 400HV. Wilsius, Hein e
Kefferstein (2006) determinaram que se a peça for extraída na temperatura próxima de 150oC consegue-se resistência
Figura 54 - Perfil de dureza do corpo de prova na forma de “U” resfriado por estampagem a quente, após 6 s (a), 10 s (b) e 13 s (c) sob pressão.
Fonte: adaptado de (CUI et al, 2012)
2.3.3.4 Meio de resfriamento
Naderi (2007) realizou estudos utilizando uma ferramenta refrigerada com água e com nitrogênio, no sentido de intensificar a transferência de calor e a velocidade de resfriamento, e comparou com o resfriamento em água. Utilizou diferentes aços para estampagem a quente com uma espessura de 1mm. Com a ferramenta refrigerada com água conseguiu uma velocidade de resfriamento da ordem de 120oC/s, enquanto refrigerada com nitrogênio a velocidade foi de 250oC/s. Apesar da diferença
significativa da velocidade de resfriamento, o efeito sobre as propriedades mecânicas finais nos materiais de maior temperabilidade, ligados ao boro, foi pouco expressiva, como mostrado na tabela 5.
Cui et al (2012) determinaram que o coeficiente de transferência de calor pode ser calculada pela equação 14, onde o número de “Nusselt”, que determina a relação entre a transferência de calor convectivo e condutivo através da superfície (normal) em contato com o fluído, pode ser calculada através da equação 15. Segundo o autor, combinando-se as duas equações pode-se obter a relação entre a velocidade da
água e o coeficiente de transferência de calor por convecção, como mostrada na figura 55.
h = ( λ / d ) . NuD (14)
onde:
h = Coeficiente de transmissão de calor; λ = Condutividade da água; d = Diâmetro do orifício; NuD = Número de Nusselt. NuD = (0,027) . ReD0,8 . Pr1/3 . ( μb / μs )0,14 (15) onde: NuD = Número de Nusselt; ReD = Número de Reynolds; Pr = Número de Brandt;
μb = Viscosidade dinâmica com a variação de temperatura;
μs = Viscosidade dinâmica com a superfície.
Tabela 5 - Propriedades mecânicas de diversos aços para estampagem a quente, utilizando uma ferramenta refrigerada a água e com nitrogênio, em comparação com o material na condição de recebimento e temperado em água.
Aço Como Limite máximo de resistência mecânica (MPa)
recebido Resfriamento com ferramenta mento em Resfria- água Refrigerada
c/ água c/ nitrogênio Refrigerada
8MnCrB5 520 882 905 840
20MnB5 637 1354 1350 1448
22MnB5 - 1463 1461 1615
27MnCrB5 638 1611 1630 1695
37MnB4 810 2040 2010 -
2.3.3.5 Condição da interface
Liu (2011b) avaliou experimentalmente que a condição de contato entre a ferramenta e o material durante a estampagem a quente interfere de forma significativa nas condições de resfriamento. Observou que quando existe um contato metálico perfeito entre as superfícies a transferência de calor ocorre preferencialmente por condução, com pouca ocorrência de convecção ou de radiação, fazendo com que a temperatura decresça rapidamente. Também observou que quando o contacto entre as superfícies da ferramenta não é adequado, mesmo a elevadas temperaturas de trabalho, é gerado um grão martensítico grosseiro ou até bainita superior, reduzindo as propriedades mecânicas.
Figura 55 - Relação entre a velocidade da água e o coeficiente de transferência de calor por convecção.
Fonte: adaptado de (CUI et al, 2012)
Segundo Turetta (2008a), em condições normais de operação, a transferência de calor entre a ferramenta e o material se constitui de um processo de condução, que é fortemente dependente da interface formada entre a ferramenta e a peça, sendo determinado tanto pela temperatura como pela pressão de contacto. Apesar disto, pode haver a formação de uma folga entre a ferramenta e o material e, neste caso, o processo de transferência de calor é determinado por fenômenos de convecção através do ar que permanece entre as superfícies. Esta folga pode ser gerada por dois mecanismos, o primeiro
ocorre numa escala macroscópica, quando existe uma deformação localizada em determinada região, provocando o deslocamento entre a superfície da peça e da ferramenta, gerando a folga. O segundo ocorre numa escala microscópica, revelada através das irregularidades presentes nas superfícies dos dois materiais, as quais não são perfeitamente planas, sendo constituídas de pequenos vales e picos, como mostrado na figura 56, gerando pequenas folgas. Devido à desigualdade de contacto o fluxo de calor é alterado e ocorrem diferentes temperaturas na interface entre os dois sólidos. Como a temperatura é a base da definição do coeficiente de condução de calor o processo é todo alterado em função deste fenômeno.
Figura 56 - Fluxo de calor entre dois sólidos contendo falhas de contato.
Fonte: adaptado de (TURETTA, 2008a)
Quando ocorre a formação da folga é criado o efeito designado por “resistência térmica de contato (RTC)” que consiste na resistência exercida ao fluxo térmico entre dois materiais em contacto devido as irregularidades geométricas das superfícies (INCROPERA, 2008). Com isto a área de contato real é diminuída em relação á área aparente, diminuindo também o fluxo de calor e a condutividade térmica. A resistência térmica de contato se deve principalmente aos efeitos da rugosidade das superfícies, onde pontos de alto relevo ou de contacto coexistem com vazios, que são preenchidas com ar, onde a condutividade térmica é baixa. Neste caso a transferência de calor ocorre
através de condução, por intermédio dos pontos de contacto, e de radiação, através dos interstícios (SOUZA, 2013)
Segundo Salomonsson (2009) a transferência de calor é menor com materiais de maior rugosidade, resultando numa área menor de contacto entre as superfícies. Segundo Chang et al (2014) a transferência de calor só ocorre através dos pontos discretos da superfície da ferramenta e do blanque que estão em contacto, onde o calor é transmitido através de condução. Nas cavidades a transmissão de calor ocorre através de convecção e condução de fluídos, mas isto pode ser negligenciado, porque as cavidades são muito estreitas e o coeficiente de transferência de calor do fluído é muito pequena. O calor radiante nesta região também é muito pequeno e da mesma forma pode ser ignorado. Durante a estampagem a quente a pressão de contacto e a aspereza podem mudar esta condição, afetando a transmissão de calor. Estes autores estudaram o efeito da topografia do blanque (medido através da rugosidade superficial), sobre o coeficiente de transferência de calor interfacial e determinaram que quanto menor a rugosidade maior o coeficiente, como mostrado na figura 57.
Figura 57 - Relação entre o coeficiente de transferência de calor interfacial equivalente e a rugosidade superficial, para diferentes pressões de contacto.
2.3.3.6 Efeito da folga
Segundo Ravindran (2011) durante a etapa inicial de conformação as duas partes da ferramenta se movem até tocarem o blanque e neste momento a folga entre elas é exatamente igual à espessura do blanque. A partir daí tem o início a conformação com a elevação progressiva da pressão de compressão sobre a superfície do componente até que seja alcançado o valor máximo. Durante este processo pode ocorrer uma variação da espessura do blanque, gerando um “afinamento”, que pode variar entre 8 e 10% da espessura, dependendo do processo de conformação. O grau de deformação do blanque causado pela ferramenta durante a estampagem não é igual em todas as partes da peça, o que pode influenciar a microestrutura final.
Segundo Naganathan (20101/2012), Lorenz e Haufe (2008) e Souza (2013) a variação do coeficiente de transferência de calor ocorre em função da pressão de fechamento e principalmente em da folga existente entre a ferramenta e a superfície do material, como mostrado na figura 58. Pode ser observado que quando a distância é muito grande o coeficiente de transferência é muito pequeno (~100W/m2K), mas abaixo de 0,50mm inicia um ligeiro crescimento e entre 0,01 a 0,02mm este crescimento torna-se exponencial, atingindo valor máximo (1200W/m2K) quando a folga é nula.
Segundo Wilsius Hein e Kefferstein (2006) duas condições podem ser distinguidas: a ferramenta e o blanque estão em perfeito contacto ou existe uma folga entre as superfícies. No caso de folga zero o coeficiente de transferência de calor depende da pressão de contacto e esta dependência é logarítmica e o coeficiente de transferência satura a elevada pressão. Se existe folga a transferência de calor é determinada principalmente pela condução através do ar, pois a radiação predomina somente sobre um determinado intervalo do processo de transferência, ou seja, a elevada temperatura, acima de 700oC, e através de folgas maiores, acima de 1mm.
Oberpriller, Burkhardt e Griesbach (2008ab) realizaram estudo medindo a variação de espessura da “coluna B” em determinadas seções da peça, após estampado a quente. Foi utilizado um blanque de aço 22MnB5 com uma espessura inicial
de 1,95mm. Verificaram que em determinadas seções houve uma variação sensível da espessura, como mostrado na figura 59. Este efeito foi gerado pelo estiramento do material durante a estampagem, em função das deformações envolvidas e da temperatura elevada. Em determinadas regiões, consideradas mais críticas, houve até uma estricção localizada.
Figura 58 - Coeficiente de transferência de calor em função da pressão de fechamento e da distância entre a ferramenta e a superfície do blanque.
Fonte: adaptado de (NAGANATHAN, 2010/2012)
Este é um efeito importante quando se considera que na estampagem a quente no mesmo momento que ocorre a conformação se dá o resfriamento e este é mais intenso quando as duas faces da ferramenta se fecham e entram efetivamente em contacto com o material. Neste momento a distância (ou abertura) entre as faces da ferramenta é determinada pela maior espessura do blanque e se ocorrer o afinamento ou mesmo a estricção, será gerada uma região com menor espessura, criando uma folga entre a superfície da ferramenta com o material, comprometendo o contato. Isto afetará o coeficiente de condução de calor, a velocidade de resfriamento, a microestrutura final formada e as propriedades mecânicas
obtidas. Com isto seria possível supor que em determinadas regiões o componente pode ficar fragilizado, afetando e até comprometendo o seu desempenho quando em serviço.
Figura 59 - Detalhe de uma coluna B mostrando as seções onde foi analisado e o perfil da espessura após a estampagem a quente.
(seção 1a) (seção 2a)
Fonte: adaptado de (OBERPRILLER, BURKHARDT,
GRIESBACH, 2008a/b)
Souza (2013) avaliou experimentalmente a variação de espessura em diferentes regiões de uma coluna B, mostrando que existe concentração desta redução em determinadas posições, como mostrado na figura 60. Segundo o autor este efeito está associado ao coeficiente de atrito que impede a deformação do material durante a estampagem. Kerausch (2008), avaliando o processo de conformação de um “pilar B”, também constatou que, quando da estampagem a quente a elevada temperatura, ocorre o afinamento da espessura das
paredes em algumas regiões da peça, criando uma folga entre a ferramenta e o blanque, afetando o coeficiente de transferência de calor.
Figura 60 - Variação da espessura ao longo de uma determinada seção de uma Coluna B estampada a quente.
Fonte: (SOUZA, 2013)
Caron, Daun e Wells (2103) consideraram que a transferência de calor (h) é resultado de duas contribuições: a condutância através do contacto sólido entre os pontos de contacto (hc) e a condutância através das folgas de ar
remanescente entre as superfícies (hg). Como estes dois
modelos agem de forma paralela podem ser definidas pelas equações 16 a 18. De acordo com a equação a condutância que ocorre através do contacto sólido (hc) torna-se negligente,
comparado com a condutância que ocorre através do ar (hg)
quando a pressão (p) tende a zero.
h = hC + hg (16)
hc = 1,45 kc( І tan µ І / σµ ) (p / H) 0,985 (17)
onde:
kc = Média harmônica da condutividade térmica dos sólidos em
contato;
µ = Rugosidade superficial (radianos); σµ = Desvio padrão da rugosidade;
H = Dureza do material.
hg = Kg / deff (18)
onde:
Kg = Condutividade térmica do ar
Deff = Espessura da folga de ar
Liu et al (2010) avaliaram o efeito da folga entre o punção e a matriz de uma ferramenta de estampagem sobre o perfil de distribuição de calor do corpo de prova (tipo “U”). Comprovaram que quanto menor a folga menor a temperatura, mostrando que isto interfere na velocidade de extração de calor. A folga tem uma considerável influência sobre a distribuição de temperatura principalmente na parede lateral do corpo de prova e quanto maior a folga maior a temperatura nesta região. Merklein, Lechler e Stoehr (2009) também estudaram este aspecto e mostraram que quanto maior a folga entre a ferramenta e o material menor o coeficiente de extração de calor (figura 61).
Figura 61 - Relação entre o coeficiente de extração de calor com o valor da folga entre a ferramenta e o blanque.
Fonte: adaptado de (MERKLEIN, LECHLER e STOEHR, 2009) Segundo Ǻnkerström e Oldenburg (2008) para que ocorra um bom contacto térmico entre a ferramenta e o blanque o valor crítico da folga deve ser no máximo de 4.10-8mm. Se a distância
entre as superfícies for maior que o valor crítico, mas menor que 2.10-6mm, a transferência de calor ocorre por radiação e
convecção através da camada de ar. Acima deste valor o processo de transferência de calor fica comprometido.
Segundo Svec e Merklein (2012) quando da estampagem a quente pode existir um razoável gradiente de dureza entre diferentes regiões da peça, associado a variação das condições de contato e resfriamento, como é mostrado na figura 62. Após a transferência o blanque aquecido entra em contato com a ferramenta somente na região do fundo e tem início o resfriamento, mas sem grande intensidade, pois não existe pressão envolvida e o contacto ocorre em somente uma das faces. Além disso, com o deslocamento do punção, ocorre um abaulamento da região do fundo e um deslocamento do material, criando-se uma folga entre a superfície da peça da ferramenta, reduzindo a taxa de resfriamento. Com a continuidade do processo o flange (ou a região lateral) começa e ser conformado, sendo fortemente pressionado entre o punção e a matriz, gerando um perfeito contacto entre estas superfícies, promovendo um resfriamento contínuo. Durante a maior parte processo de conformação a região do fundo continua descolada, comprometendo o resfriamento, o qual só vai se tornar efetivo no final do processo quando o punção terminar seu avanço. Com isto ocorre perda de temperatura o que pode comprometer a velocidade final de têmpera, podendo ocorrer a formação de outras fases, como a bainita ou a perlita. Enquanto isto a região lateral mantém um forte contato com a ferramenta durante todo o processo de conformação, garantindo uma velocidade de resfriamento intensa e efetiva no sentido de formar microestruturas mais duras, como a martensita. Isto mostra que as regiões da peça podem resfriar de maneira diferente, apresentando variação significativa de dureza.
Abdulhay, Bourouga e Dessain (2010) realizaram trabalho de melhoria das propriedades do aço Usibor 1500P através da análise da condutância de calor entre o blanque e a ferramenta, estimando a resistência do contacto térmico entre as superfícies. Concluíram que a transferência de calor durante o resfriamento é três vezes mais intensa na interface do fundo da ferramenta do que na interface vertical
Figura 62 - Efeito de descolamento que ocorre durante o processo de estampagem a quente, influenciando no fluxo de calor na região do fundo.
Fonte: adaptado de (SVEC e MERKLEIN, 2012)
2.3.3.7 Efeito da oxidação superficial
Hu, Ying e Liao (2013) estudaram o efeito da camada de óxido superficial formada quando do aquecimento do material a temperatura típica de processo utilizada na estampagem a quente, sobre o coeficiente de transferência de calor interfacial, utilizando um aço 22MnB5, sem revestimento, aquecido a 900oC
entre 1 a 60 minutos. Constatou inicialmente que a velocidade de formação de óxido é bastante elevada nos primeiros momentos do processo de aquecimento (até os 15 minutos) reduz, como mostrado na figura 63. Os autores também observaram que a camada de óxido reduz o coeficiente médio de transmissão de calor de uma forma praticamente linear. Quando a camada de