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UNIVERSIDADE DE SÃO PAULO
ESCOLA DE ENGENHARIA DE SÃO CARLOS
Laís Taguchi Possari
Distorções em Aço SAE 5160 Submetido a Diferentes Tratamentos Térmicos
São Carlos
2017
LAÍS TAGUCHI POSSARI
Distorções em Aço SAE 5160 Submetido a Diferentes Tratamentos Térmicos
Monografia apresentada ao Curso de
Engenharia de Materiais e Manufatura, da
Escola de Engenharia de São Carlos da
Universidade de São Paulo, como parte dos
requisitos para obtenção do título de
Engenheiro de Materiais.
Orientador: Prof.ª Dr.ª Lauralice de Campos
Franceschini Canale
São Carlos
2017
AUTORIZO A REPRODUÇÃO TOTAL OU PARCIAL DESTE TRABALHO,
POR QUALQUER MEIO CONVENCIONAL OU ELETRÔNICO, PARA FINS DE ESTUDO E PESQUISA, DESDE QUE CITADA A FONTE.
Possari, Laís Taguchi
P856d Distorções em Aço SAE 5160 Submetido a Diferentes
Tratamentos Térmicos / Laís Taguchi Possari;
orientadora Lauralice de Campos Franceschini Canale.
São Carlos, 2017.
Monografia (Graduação em Engenharia de Materiais e
Manufatura) -- Escola de Engenharia de São Carlos da
Universidade de São Paulo, 2017.
1. têmpera. 2. têmpera intensiva. 3. distorção
dimensional. 4. tratamento térmico. 5. fluido de
resfriamento. I. Título.
AGRADECIMENTOS
À orientadora deste trabalho, Prof.ª Lauralice de Campos Franceschini Canale, pela
oportunidade e por todos os aprendizados, tanto no laboratório como na sala de aula.
Ao doutorando Luigi Mazzucco por toda ajuda na condução deste trabalho.
Aos técnicos do departamento de Engenharia de Materiais pelo auxílio e atenção.
Ao professor Alessandro Roger Rodrigues por ceder seu tempo e equipamento para
que eu fizesse minhas medidas.
À empresa Rassini NHK por ceder o material utilizado neste trabalho.
Aos meus pais por terem me dado todo apoio e forças para perseguir meus desejos.
Ao alojamento estudantil por dar, antes de qualquer coisa, a chance de estar aqui.
Ao Garra São Carlos Rugby Feminino por me ensinar a resistir.
A todos que contribuíram direta e indiretamente para a conclusão deste trabalho.
.
RESUMO
POSSAR, L. T. Distorções em Aço SAE 5160 Submetido a Diferentes Tratamentos
Térmicos. 2017. XX f. Monografia (Trabalho de Conclusão de Curso) – Escola de
Engenharia de São Carlos, Universidade de São Paulo, São Carlos, 2017.
Estudos demonstram que, em contraste com a têmpera convencional, a têmpera
intensiva promove melhores propriedades mecânicas, assim como a redução no potencial de
distorções dimensionais e de formação de trincas, devido às altas tensões compressivas
obtidas na superfície da peça. Para conduzir o processo de têmpera intensiva são necessárias
elevadas taxas de velocidade de resfriamento, alcançadas com o uso de fluidos de
resfriamento com severidade H>6. Este projeto consiste em submeter corpos de prova do aço
mola SAE 5160 a diferentes tratamentos térmicos e verificar os efeitos do tratamento sobre as
propriedades de dureza, resistência ao impacto e distorções dimensionais.
Palavras-chave: tratamento térmico, têmpera, têmpera intensiva, distorção dimensional.
ABSTRACT
POSSARI, L. T. Dimensional Distortion in SAE 5160 Steel Submitted to Different
Heat Treatment Cycles. 2017. XX f. Monografia (Trabalho de Conclusão de Curso) –
Escola de Engenharia de São Carlos, Universidade de São Paulo, São Carlos, 2017.
Previous studies have shown that the intensive quench, when compared to the
conventional quench, leads to better mechanical properties, such as hardness and
toughness and reducing crack formation and dimensional distortions. This is due to the
compressive stresses which are introduced in the surface of the part. In order to achieve
the intensive quench it is necessary very high cooling rates and quenching medium with H
values higher than 6. This work compares conventional quenching and intensive
quenching in terms of dimensional distortions and mechanical properties including
hardness and toughness of the SAE 5160 .
Keywords: heat treatment, quench, intensive quench, dimensional distortion.
LISTA DE ILUSTRAÇÕES
Figura 1–Diagrama TRC para o aço SAE
5160.............................................................................................................................................6
Figura 2 – Curva de resfriamento e taxa de resfriamento e cada um dos estágios de
resfriamento na têmpera..............................................................................................................7
Figura 3 – Desenho de um corpo de prova Navy C-ring
modificado................................................................................................................................10
Figura 4 – Probabilidade de formação de trincas em função da taxa de
resfriamento..............................................................................................................................11
Figura 5 – Gráfico de tensão em função do tempo para diferentes condições de
têmpera.....................................................................................................................................13
Figura 6 – Difração de raio-x por um cristal............................................................................14
Figura 7 – Sistema de têmpera intensiva..................................................................................15
Figura 8 – Barras de aço 5160 antes de qualquer tratamento..................................................16
Figura 9 – Barras de 5160 após recozimento...........................................................................17
Figura 10 – do corpo de prova C-ring utilizado no ensaio de distorção
dimensional...............................................................................................................................18
Figura 11 – Desenho técnico do corpo de prova Charpy utilizado no ensaio de tenacidade ao
impacto.....................................................................................................................................18
Figura 12 – Caixa de carvão usada para evitar a descarbonetação do aço durante a
austenitização...........................................................................................................................18
Figura 13 – Cilindro e Charpy com amarração para auxiliar no banho de
resfriamento..............................................................................................................................19
Figura 14 – C-rings com amarração para auxiliar no banho de
resfriamento..............................................................................................................................19
Figura 15 – Corpos de prova trincados.....................................................................................20
Figura 16 – Corpo de prova C-rings recém-retirados do tambor de nitrogênio líquido após
12h............................................................................................................................................22
Figura 17a – Micrografia transversal do aço 5160 como recebido...........................................23
Figura 17b – Micrografia longitudinal do aço 5160 como recebido.........................................23
Figura 18 – Micrografia transversal do aço SAE 5160 recozido..............................................23
Figura 19 – Micrografia do núcleo da amostra cilíndrica submetida à têmpera convencional
seguida de revenido..................................................................................................................23
Figura 20 – Micrografia da superfície da amostra cilíndrica submetida à têmpera convencional
seguida de revenido..................................................................................................................24
Figura 21 – Micrografia do núcleo da amostra cilíndrica submetida à têmpera convencional
seguida de revenido e criogenia...............................................................................................24
Figura 22 – Micrografia da superfície da amostra cilíndrica submetida à têmpera convencional
seguida de revenido e crigenia..................................................................................................25
Figura 23 – Volume de austenita retida em função do teor de carbono de aços resfriados
rapidamente..............................................................................................................................26
Figura 24 – : Micrografias do núcleo da amostra submetida à têmpera
intensiva....................................................................................................................................27
Figura 25 – Micrografia da amostra submetida à têmpera intensiva tirada nas vizinhanças da
superfície do corpo de
prova..........................................................................................................................................27
Figura 26 – Micrografia do núcleo da amostra submetida à têmpera intensiva seguida de
revenido....................................................................................................................................29
Figura 27 – Micrografia da amostra submetida à têmpera intensiva seguida de revenido tirada
nas vizinhanças da superfície do corpo de
prova.........................................................................................................................................30
Figura 28 – Tabela de dureza em função do teor de carbono e percentual de
martensita..................................................................................................................................33
Figura 29 – do corpo de prova C-ring e indicação das medidas tiradas no
ensaio........................................................................................................................................34
LISTA DE TABELAS
Tabela 1 – Composição do aço SAE 5160 recebido.................................................................15
Tabela 2 - Dureza média dos charpys a cada etapa dos ciclos térmicos
efetuados...................................................................................................................................31
Tabela 3 – Dureza média dos cilindros a cada etapa dos ciclos térmicos
efetuados...................................................................................................................................31
Tabela 4 – Valores de desvio padrão para o gráfico de dureza
transversal.................................................................................................................................32
Tabela 5 – Resultados médios do ensaio de impacto Charpy...................................................30
Tabela 6 – Registro das variações médias nas dimensões dos C-rings.....................................31
SUMÁRIO
1 INTRODUÇÃO............................................................................................................. 4
2 OBJETIVOS.................................................................................................................. 4
3 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA...................................................................................... 5
3.1 Têmpera Convencional e Revenido............................................................................ 5
3.2 Tratamento Criogênico ou Subzero............................................................................. 8
3.3 Distorções Dimensionais ............................................................................................ 8
3.4 Têmpera Intensiva ...................................................................................................... 11
3.5 Tensões Residuais ....................................................................................................... 12
4 MATERIAIS E MÉTODOS.......................................................................................... 14
5 RESULTADOS E DISCUSSÃO................................................................................... 20
5.1 Metalografia................................................................................................................ 22
5.2 Dureza Sperficial Longitudinal................................................................................... 29
5.3 Dureza Transversal – Curva em U.............................................................................. 31
5.4 Resistência ao Impacto ............................................................................................... 32
5.2 Distorção Dimensional ............................................................................................... 33
6 CONCLUSÃO .............................................................................................................. 34
7 REFERÊNCIAS............................................................................................................ 35
4
1 Introdução
Aços mola são amplamente utilizados na fabricação de componentes de suspensões na
indústria automobilística e aeronáutica, tal aplicação exige do material elevada resistência à
fadiga e à fratura. Na produção destes componentes, a têmpera é um tratamento térmico muito
utilizado como técnica para aumentar a dureza e resistência exigidas. A tenacidade e
resistência ao choque são garantidas pelo tratamento de revenido, normalmente feito após a
têmpera.
No processo de têmpera, porém, o componente tratado poderá sofrer distorção
dimensional ou até mesmo fratura, devido às altas tensões geradas pelo gradiente térmico e
pelas transformações metalúrgicas. Se estas tensões excederem o limite de escoamento do
material, o corpo sofrerá distorção dimensional e, se excederem a tensão de ruptura, o mesmo
irá trincar (TOTTEN; HOWES, 1997).
Tensões residuais são aquelas que residem num corpo em equilíbrio após este tipo de
tratamento. Geralmente são consideradas prejudiciais ao desempenho e vida útil de peças
submetidas a algum carregamento externo, porém elas podem ser introduzidas
intencionalmente para obtenção de melhores propriedades mecânicas, como no caso da
têmpera intensiva, por exemplo, onde são introduzidas tensões compressivas na superfície do
componente, inibindo a formação e propagação de trincas e diminuindo o potencial de
distorção dimensional (WITHERS; BHADESHIA, 2001).
A resistência à fadiga e ao impacto também são propriedades intimamente
relacionadas à presença de tensões residuais compressivas, o que torna a têmpera intensiva
uma opção relevante entre os tratamentos térmicos de metais.
Para conduzir o processo de têmpera intensiva são necessárias elevadas taxas de
velocidade de resfriamento, alcançadas com o uso de fluidos de resfriamento com altos
valores de severidade (H>6). (TOTTEN, 2002)
2 Objetivos
Este estudo visa comparar as propriedades de tenacidade ao impacto, dureza e
distorções dimensionais resultantes de diferentes ciclos de tratamentos térmicos
envolvendo a têmpera intensiva e tratamentos térmicos convencionais de têmpera,
5
revenido e criogenia.
O estudo será conduzido em aço SAE 5160, é utilizado na fabricação de molas, eixos
automotivos, pinos e lâminas de corte. Tais aplicações exigem do material alta dureza,
tenacidade e precisão dimensional.
3 Revisão Bibliográfica
3.1 Têmpera Convencional e Revenido
A têmpera é um tratamento térmico amplamente utilizado para a melhoria das
propriedades de resistência mecânica e dureza dos aços, essa melhora deve-se à formação de
uma fase metaestável de alta dureza chamada martensita. O processo de têmpera convencional
consiste no aquecimento de um componente de aço até sua temperatura de austenitização e,
em seguida, bruscamente resfriado. O resfriamento deve ser rápido o suficiente para que a
austenita não sofra transformações intermediárias como a perlita ou bainita, o que causaria
uma diminuição da dureza. A velocidade de resfriamento é definida pelo diagrama TRC do
aço. A figura 1 mostra o diagrama TRC para o aço SAE 5160, no qual é possível observar os
campos de formação de perlita e bainita, que devem ser evitados para a maximização da
dureza. A linha horizontal Mi indica a temperatura de início da transformação martensítica,
que no caso do aço SAE 5160 é em torno de 280ºC. A curva de resfriamento deve, portanto,
cruzar zona de formação da martensita sem adentrar a zona de formação de perlita e bainita
(SANTOS, 2010).
6
Figura 1: Diagrama TRC para o aço SAE 5160. (ATKINS, 1977)
A têmpera em meio líquido ocorre em três estágios: num primeiro momento, há a
formação de um filme de vapor em torno da peça e o resfriamento ocorre através da condução
e radiação de calor. Em seguida, esse filme começa a se romper, provocando a nucleação de
bolhas e o fluido entra em contato com a peça, gerando alta velocidade de trocas de calor. Por
fim, a ebulição do líquido cessa e este entra em contato com toda a superfície da peça, que
resfria então mais lentamente, por convecção. (TOTTEN, 2002) A figura 2 ilustra os
mecanismos descritos, bem como as curvas temperatura x tempo e taxa de resfriamento x
temperatura.
7
Figura 2: Curva de resfriamento e taxa de resfriamento e cada um dos estágios de resfriamento na têmpera.
(TOTTEN; BATES; CLINTON, 1993)
As propriedades obtidas dependem da severidade do meio de resfriamento, assim
como da temperabilidade do aço a ser tratado, que é caracterizada pelo diagrama TRC (figura
1). Uma consulta ao diagrama permitirá que sejam adequadamente escolhidas a velocidade e
o meio de resfriamento para a obtenção dos resultados desejados.
Dentre os meios fluidos de resfriamento pode-se citar: óleos, água, soluções salinas ou
poliméricas, entre outros. Eles são escolhidos conforme a sua capacidade de extração de calor.
Devido às tensões térmicas geradas e às tensões de transformação da austenita para
martensita, o material submetido ao tratamento se torna extremamente duro, porém frágil.
Para garantir maior tenacidade e melhores propriedades mecânicas, é necessário submeter à
peça a um novo tratamento térmico: o revenido.
O revenido visa à eliminação de tensões internas e acerto da dureza para uma dada
aplicação. Consiste na elevação em temperaturas subcríticas e mantida nessa condição por um
dado tempo, determinado conforme as propriedades desejadas.
O banho criogênico feito normalmente com nitrogênio líquido também é utilizado
após a têmpera ou revenido e tem o intuito principal de transformar a austenita retida em
martensita. (TOTTEN, 2007). Em aços cujo teor de carbono é elevado, o início e término da
formação da martensita acontecem em temperaturas proporcionalmente mais baixas e a
transformação total da austenita pode se dar a temperaturas abaixo de zero. Nesse caso é
8
necessário um resfriamento subzero a fim de evitar a presença de austenita não transformada
na microestrutura da peça. (SILVA; MEI, 2008)
3.2 Resfriamento Criogênico ou Subzero
Nos tratamentos térmicos de têmpera convencional é desejável que a austenita se
transforme completamente em martensita, o que nem sempre ocorrerá na prática. O processo
de transformação martensítica tem início em uma dada temperatura Mi e final em Mf, tais
temperatura variam amplamente de acordo com a natureza do aço, Mf pode ser elevada, pouco
acima da temperatura ambiente ou até mesmo abaixo de zero. Tratamentos subzero são,
portanto, utilizados para evitar a presença de austenita e aumentar o percentual de martensita
no aço tratado e melhorar assim ainda mais suas propriedades mecânicas. Esse tipo de
tratamento, geralmente, não é feito antes do revenido, pois a transição imediata a baixas
temperaturas após a têmpera pode causar trincas nas peças, apesar de tal procedimento
apresentar máxima transformação da austenita retida. (CARLSON, 1991)
É importante destacar, também, que a austenita retida pode se transformar em
martensita durante o funcionamento da peça, acarretando alterações volumétricas e até mesmo
fratura da mesma. Com o tratamento sub-zero ou criogênico, grande parte da austenita retida
será convertida em martensita, garantindo maior estabilidade dimensional e vida útil do
componente. (SILVA; FRANCO; MACHADO; EZUGWU; SOUZA, 2006)
O tratamento criogênico permite que as moléculas se realinhem e formem uma
estrutura mais uniforme, elevando as propriedades mecânicas e, simultaneamente, aliviando
tensões. (BRYSON, 1999) Sabe-se que em aços altamente temperáveis, como o aço SAE
5160, o volume de austenita retida resultante da têmpera é muito pequeno, porém o
tratamento criogênico pode melhorar as propriedades do aço através do condicionamento da
martensita: quando submetida a temperaturas muito baixas, a matensita contrai e explusa
átomos de carbono formando precipitados coerentes.
3.3 Distorções Dimensionais
São consideradas distorções dimensionais todas as mudanças irreversíveis nas
dimensões de uma peça tratada termicamente Estas distorções podem ser caracterizadas
9
por mudanças volumétricas e lineares ou na forma da peça, como alterações nas relações
angulares e lineares ou curvaturas. Em geral, ambas estão presentes ao final dos
tratamentos térmicos. (YOSHIDA, 2012a)
O processo de têmpera tem como consequência natural a expansão do aço tratado
devido à transformação martensítica que o material sofre, acarretando distorções
dimensionais na peça, que dificilmente podem ser totalmente evitadas. (YOSHIDA, 2012a)
Quando provenientes de tratamentos térmicos, as distorções dimensionais possuem
três componentes: variação volumétrica da peça devido ao aumento do volume específico
do aço, deformação do formato e empenamento. (NAKHIMOV; BRON, 1996)
As distorções dimensionais englobam duas diferentes classes: as evitáveis, que são
subdivididas em distorções internas e externas ao tratamento; e as inevitáveis, que podem ser
de causas térmicas ou metalúrgicas. Deve-se ressaltar, porém, que o termo “evitável” não
significa que elas sejam completamente eliminadas. (YOSHIDA, 2012a)
As distorções evitáveis externas ao tratamento térmico são fatores externos ao
tratamento térmico que causam distorções consideradas evitáveis, relacionadas à seleção do
aço, anisotropia do mesmo, tensões de usinagem e conformação e de outros processos.
(YOSHIDA, 2012b)
Aquelas evitáveis internas ao tratamento térmico são consideradas intrínsecas ao
processo de têmpera. Como, por exemplo, a seleção do equipamento e dispositivos de carga e
do ciclo térmico mais adequado. Na escolha do equipamento é necessário avaliar a
homogeneidade térmica do equipamento e da peça. O tempo do processo deve ser controlado
também, pois o aquecimento pode contribuir para a ocorrência de distorções e, além disso,
altas taxas de resfriamentos causam maiores distorções dimensionais. (YOSHIDA, 2012c)
As distorções inevitáveis ocorrem independente do tratamento térmico, da natureza do
aço e das técnicas e equipamentos utilizados. São classificadas em: de causa térmica e de
causa metalúrgica.
Nas causas térmicas, o fenômeno da dilatação ocorre no aquecimento de qualquer
material e, na prática, nunca é totalmente homogêneo. Por outro lado, o meio de resfriamento
no processo de têmpera também é um fator que causa distorções inevitáveis, devido aos
gradientes de temperatura entre a superfície e núcleo da peça, portanto, quanto mais severo o
10
fluido de resfriamento, maior a intensidade das distorções. (YOSHIDA, 2012d)
O processo de têmpera é associado à transformação de fases e, cada transformação é
associada uma alteração volumétrica devido a diferentes arranjos atômicos que ocorrem nas
transformações. Essas variações originam campos de tensões e, dessa maneira, ocorrem
distorções na peça final, que variam em magnitude devido ao efeito da taxa de resfriamento e
diferença de massa e geometria entre partes distintas da peça. Essas são consideradas causas
metalúrgicas. (YOSHIDA, 2012e)
Existem várias maneiras de mensurar distorções e trincas. Normalmente isso é feito
pelo uso de barras sólidas, pratos com furos, C-rings, Navy C-rings, discos entalhados,
finnnedtubes e outros. (TOTTEN; BATES; CLINTON, 1993)
Um dos métodos mais antigos e utilizados é a utilização de C-rings. A figura 3
mostra o desenho de um Navy C-ring modificado.
Figura 3: Desenho de um corpo de prova Navy C-ring modificado.
11
As medidas são avaliadas antes e depois do tratamento térmico. Variações no
diâmetro da amostra indicam as mudanças de volume no processo de endurecimento do
aço, enquanto a largura dos entalhes reflete a magnitude das tensões residuais. (FRENCH,
1930)
3.4 Têmpera Intensiva
Sabe-se que altas taxa de resfriamento aumentam a probabilidade da ocorrência de
trincas e distorções na peça tratada. Porém estudos do Dr. Nicolai I. Kobasko mostram que a
partir de uma determinada velocidade de resfriamento o potencial de trincas diminui
exponencialmente, como mostrado na figura 4. As altas taxas de resfriamento necessárias são
obtidas com condições de resfriamento que promovam valores de severidade de têmpera (H
Grossman) maiores que 6. (TOTTEN, 2002)
Figura 4: Probabilidade de formação de trincas em função da taxa de resfriamento. (CHIQUETI, 2009)
As melhores propriedades obtidas pelo resfriamento extremamente rápido são
explicadas pela formação de altas tensões compressivas na superfície do componente, que
inibem a propagação das trincas. Para que essas tensões sejam obtidas, deve-se submeter a
peça à um resfriamento extremamente rápido e uniforme, fazendo com que aconteça a
12
transformação martensítica apenas numa camada uniforme da superfície e então o tratamento
é interrompido, dessa maneira a austenita presente no interior será resfriada lentamente,
favorecendo difusão e as transformações intermediárias do aço: perlita, ferrita e bainita. Logo,
como o volume da martensita é maior do que da perlita, ferrita e bainita, são criadas tensões
compressivas superficiais no material.
Embora existam três diferentes técnicas nomeadas como têmpera intensiva, somente o
método chamado de IQ3 (têmpera intensiva 3) será usado no presente trabalho. Este método
consiste numa única etapa na qual se deve submeter a peça à altas taxas de resfriamento, tão
intensas que deverão suprimir os estágios de nucleação de bolhas e de formação do filme de
vapor e, também, o resfriamento deverá ser uniforme ao longo de toda a superfície do
componente. Em seguida, a têmpera é interrompida no momento em que a camada
martensítica atingir uma profundidade que corresponde a valores de tensões compressivas
ótimas. (TOTTEN, 2002) (CANALE; KOBASKO; TOTTEN, 2007)
3.5 Tensões Residuais
Tensões residuais são aquelas provenientes de deformações mecânicas,
transformações metalúrgicas e gradientes heterogêneos de temperatura. Elas permanecem no
componente mesmo que este não seja solicitado com esforços externos e podem prejudicar o
desempenho do material, sua resistência à fadiga e a vida útil do componente quando
submetido a algum tipo de carregamento, mas as tensões residuais também podem ser
introduzidas propositalmente visando à melhoria das propriedades mecânicas, neste caso,
deseja-se que sejam compressivas.
No processo de têmpera, as tensões são desenvolvidas a partir das variações
volumétricas associadas à transição de fase de austenita para martensita, que neste caso é de
expansão. (TOTTEN; BATES; CLINTON, 1993) (TODINOV; KNOTT ; STRANGWOOD,
1996)
No caso da têmpera intensiva, as tensões residuais geradas são normalmente de grande
magnitude e do tipo compressiva, o que contribui para o aumento da vida em fadiga de
componentes tratados desta maneira.
A figura 5 ilustra a evolução dos valores de tensões para os casos de: têmpera
13
intensiva com parada no momento em que se obtém maior tensão superficial compressiva
(Curva I), têmpera intensiva com resfriamento “completo” (Curva II) e têmpera convencional
(Curva III). Nota-se que a criação de tensões residuais compressivas na superfície no processo
de têmpera intensiva contrasta com a têmpera convencional, na qual as tensões residuais
finais na superfície são de tração. Isso acontece porque na têmpera convencional a
temperatura do núcleo e da superfície não são tão diferentes perto da temperatura Mi, fazendo
com que no momento em que o núcleo se transforma e expande, o mesmo se torna maior do
que era antes, tracionando a superfície e favorecendo a formação de trincas. No caso da
têmpera intensiva, o núcleo se transforma em fases intermediárias que possuem volume
menor que a martensita formada na superfície, gerando assim as tensões compressivas
superficiais. (CANALE; KOBASKO; TOTTEN, 2007a) (CANALE; KOBASKO; TOTTEN,
2007b)
Figura 5: Gráfico de tensão em função do tempo para diferentes condições de têmpera. (ARONOV, 2002)
Desta maneira é importante que as tensões residuais sejam avaliadas na situação pós-
tratamento térmico, de maneira a se verificar a influência do ciclo térmico nesse aspecto.
Existem muitos métodos para a sua caracterização como, por exemplo, o método da
curvatura, holedrilling (perfuração), difração de elétrons, raios-x ou nêutrons. Para a seleção
da metodologia deve ser considerado o tipo de tensão que se deseja reconhecer e com qual
alcance e acuracidade.
14
Entretanto, um dos métodos mais utilizados é a difração de raios-x. Este método
consiste na análise da variação da distância interplanar de uma família cristalográfica por
meio da difração de raios-x de comprimento λ que incide e reflete na amostra com um ângulo
θ no reticulado cristalino, no qual a distância entre os planos é d. A difração de raios-x no
cristal é descrita pela Equação de Bragg, onde n é a ordem do reflexo:
𝑛λ = 2d sin 𝜃
A figura 6 esquematiza a difração de um feixe de raios-x por um cristal.
Figura 6: Difração de raio-x por um cristal (PADILHA, 2000)
Com o auxílio da Equação de Bragg, as distâncias d são registradas em função do seno
quadrático do ângulo de rotação da amostra (Ψ). Esses dados, graficamente, gerarão uma reta,
da qual é calculado o coeficiente angular (m) e, com ele, é possível estimar a tensão por meio
da seguinte equação, onde E é o módulo de elasticidade e ν, o coeficiente de Poisson:
𝜎 =𝐸𝑚
1 + 𝜈
As medidas de tensão residual obtidas neste trabalho não foram conclusivas e
precisariam ser revistas para que a ocorrência de têmpera intensiva nos corpos de prova
tratados fosse comprovada.
4 Materiais e Métodos
O aço utilizado foi o SAE 5160 cedido pela empresa Rassini NHK. Desse material
foram confeccionados 16 corpos de prova cilíndricos para ensaios de dureza e metalografia,
16 corpos de prova do tipo Charpy para o ensaio de tenacidade ao impacto e 12 corpos de
prova C-rings para o ensaio de distorção dimensional. A composição do material utilizado
15
era a seguinte:
Tabela 1: Composição do aço SAE 5160 recebido.
C % Mo % V % Sb %
0.53 0.06 0.12 0.0013
Si % Ni % W % B %
0.32 0.14 0.02 0.0008
Mn % Al % Sn % N %
1.02 0.005 0.015 0.009
P % Cu % As % Pb %
0.014 0.21 0.019 0.001
S % Nb % Zn % Mg %
0.015 0.004 0.002 0.0003
Cr % Ca % Co % Te %
1.14 0.0003 0.012 0.0005
Como meio de resfriamento foi utilizado o óleo da marca Houghton, tipo Quench G e
para a têmpera intensiva foi utilizado solução aquosa de nitrito de sódio a 9% no sistema de
têmpera intensiva desenvolvido no departamento de Engenharia de Mateirias e Manufatura.
Possui bomba DAB, modelo KPF 30/16M, com potência nominal de 0,5 HP, capacidade de
circulação de 0,6 a 2,16 m³/h e capacidade de armazenamento de 60 litros. O sistema pode
ser observado na figura 7.
Figura 7: Sistema de têmpera intensiva. No detalhe, by-pass para controle de fluxo.
Para a austenitização do aço foi utilizado o forno da marca EDG modelo FI-2 e a
temperatura foi de 915ᵒ C.
As medidas de dureza foram feitas com o sistema de medição de dureza da marca
16
Leco, modelo RT-240.
As medidas de distorção foram feitas com o auxílio de um projetor de perfil Nikon,
modelo V-20a e contador digital micrometral Nikon, modelo SC-112, disponibilizado pelo
Laboratório de Metrologia do Departamento de Engenharia Mecânica de Escola de
Engenharia de São Carlos, Universidade de São Paulo.
A análise metalográfica foi realizada com auxílio de um microscópio óptico Zeiss,
modelo AxioScope A1 acoplado a uma câmera Zeiss, modelo AxioCamICc 5.
O ensaio de tenacidade ao impacto foi feito com uma máquina de ensaio Charpy da
marca InstronWolpert, modelo PW30.
Primeiramente foi necessária a obtenção dos aços para a confecção dos corpos de
prova feitos a partir de um feixe de molas.
Por se tratar de peças forjadas de difícil usinagem, elas foram recozidas no
Departamento de Engenharia de Materiais.
Para realizar o recozimento, devido ao forno não ser de atmosfera controlada, o
material foi colocado em uma caixa com carvão, evitando assim a descarbonetação do aço. O
tratamento foi realizado a 880ᵒ C e resfriado dentro do próprio forno.
A figura 8 apresenta a barra inicial e o pedaço cortado de aço SAE 5160 que foi
submetido ao processo de recozimento. A figura 9 apresenta as barras após o recozimento.
Figura 8: Barras de aço 5160 antes de qualquer tratamento.
Figura 9: Barras de 5160 após recozimento.
17
De maneira a documentar as microestruturas do aço SAE 5160 antes e após o
tratamento térmico de recozimento, foram feitas análises metalográficas. Para tal, as barras
foram cortadas transversal e longitudinalmente. Cada um dos fragmentos foi embutido em
resina. As amostras foram lixadas primeiramente em uma lixadeira elétrica número 80 e, em
seguida, lixadas manual e gradativamente com lixas 120, 220, 320, 400, 600, 1200, 2000 da
3M e Norton, polidas com óxido de cromo, limpas, e atacadas com nital a 2%.
Parte do material recozido foi mandado à ferramentaria do Departamento de
Engenharia Mecânica de Escola de Engenharia de São Carlos para que os corpos de prova
para testes de impacto e tensão residual fossem confeccionados. O restante foi levado à
empresa de ferramentaria FESC (São Carlos) para que os corpos de prova do tipo c-ring
fossem usinados, pois por possuírem uma geometria muito complexa e necessidade de baixa
tolerância dimensional, não puderam ser usinados com equipamentos disponíveis no campus.
Os corpos de prova cilíndricos para medidas de tensão residual apresentaram 20mm
de diâmetro e 150mm de comprimento. As figuras 10 e 11 apresentam os corpos de provas
utilizados neste estudo.
Figura 10: Desenho técnico do corpo de prova C-ring utilizado no ensaio de distorção dimensional.
18
Figura 11: Desenho técnico do corpo de prova Charpy utilizado no ensaio de tenacidade ao impacto.
Para o tratamento térmico de têmpera também foi utilizada a mesma técnica de caixa
com carvão a fim de evitar a descarbonetação dos mesmos. De modo a facilitar o manuseio
dos corpos de prova com a tenaz, foram feitas amarrações com arame. As figuras 12, 13 e 14
ilustram o procedimento.
Figura 12: Caixa de carvão usada para evitar a descarbonetação do aço durante o aquecimento do mesmo até a
temperatura de austenitização.
19
Figura 13: Cilindro e Charpy com amarração para auxiliar no banho de resfriamento.
Figura 14: C-rings com amarração para auxiliar no banho de resfriamento.
Na execução de todos os tratamentos de têmpera, os corpos de provas foram
aquecidos a 915ᵒC, embora a temperatura do aço SAE 5160 seja de 845ᵒC (ASM, 1981),
para garantir a austenitização total e homogênea do aço.
De início, foram feitas tentativas de se determinar os melhores parâmetros para os
tratamentos térmicos usando algumas amostras cilíndricas. Nos primeiros tratamentos, os
corpos de prova Charpy permaneceram na temperatura de austenitização por mais quarenta
minutos e os cilindros e C-rings por uma hora.
Nos tratamentos de têmpera convencional, os corpos de prova depois de
austenitizados foram mergulhados em óleo Quench G da Houghton a 60ºC.
No caso da têmpera intensiva, os corpos de prova foram resfriados em uma solução
de nitrito de sódio a 9% contida no dispositivo de têmpera intensiva. Os tempos de
permanência do banho foram estimados com base na espessura dos corpos de prova e nos
resultados do trabalho de Luigi Albano (ALBANO, 2009). Para os Charpys foram utilizados
os tempo de dois segundos, para cilindros cinco segundos e C-rings, três segundos. Em
20
seguida, os mesmos foram retirados do banho e resfriados ao ar.
Após as têmperas convencionais e intensivas, foram realizados tratamentos de
revenido a 550ᵒC, nos cilindros e c-rings por uma hora e nos charpys por quarenta minutos.
Para a definição dos parâmetros adequados, corpos de prova cilíndricos foram
temperados e revenidos e, após os tratamentos, suas durezas superficiais foram medidas.
Essas amostras apresentaram trincas na segunda tentativa de têmpera, figura 15. Isso
aconteceu porque os corpos de prova apresentavam endentações que atuaram como
concentradores de tensões.
Os corpos de prova com endentações foram reutilizados após a primeira tentativa de
têmpera convencional. Na segunda tentativa, foram obtidas durezas médias de 55,8 HRC e,
mas após o revenido, a dureza abaixou para 36 HRC, valor de dureza que está fora da faixa
especificada para este tipo de aço. Isso aconteceu, pois os corpos de prova foram expostos
por tempo demais ao tratamento de revenimento. Os novos tratamentos foram feitos, então,
com austenitização a 915° C durante duas horas, resfriamento em óleo Quench G a 60ºC e
revenido a 500°C por quinze minutos.
Em novos corpos de prova cilíndricos e nos demais foram, então, utilizados esses
novos parâmetros de têmpera e revenido para as demais amostras: austenitizaçãoa 915ºC e
permanência nesta temperatura por duas horas para cilindros e C-rings e 40 minutos para os
Charpys e revenimento a 500ºC por quinze minutos.
Figura 15: Corpos de prova trincados.
21
Após o revenimento, alguns dos corpos de prova convencionalmente temperados
foram submetidos a um tratamento de criogenia durante doze horas. A figura 16 mostra os
corpos de prova recém-retirados do banho de nitrogênio líquido.
Figura 16: Corpo de prova C-rings recém-retirados do tambor de nitrogênio líquido após 12h.
A cada etapa de cada condição de tratamento foram registradas as durezas
longitudinalmente, em pontos distintos ao longo da extensão de cada corpo de prova.
5 Resultados e discussão
As figuras 17 e 18 ilustram as microestruturas obtidas antes e após o tratamento
térmico de recozimento, transversal e longitudinalmente.
Figura 17: a) Micrografia transversal do aço 5160 como recebido. b) Micrografia longitudinal do aço 5160 como
recebido.
As figuras 17a e 17b mostram que não há bandeamento da estrutura e que ela é
22
composta por perlita fina com áreas de ferrita.
Figura 18: Micrografia transversal do aço SAE 5160 recozido.
É possível observar claramente a mudança na microestrutura do aço após o
recozimento, com uma certa esferoidização da perlita, o que por certo refletirá numa melhor
condição de usinagem.
Foram feitos quatro ciclos térmicos diferentes: têmpera convencional seguida de
revenimento, têmpera convencional seguida de revenimento e criogenia, têmpera intensiva e
têmpera intensiva seguida revenimento.
5.1 Metalografia
As figuras 19 a 22 apresentam as micrografias das amostras submetidas à têmpera
convencional seguida de revenido e têmpera convencional seguida de revenido e criogenia.
23
Figura 19: Micrografia do núcleo da amostra cilíndrica submetida à têmpera convencional seguida de revenido.
Figura 20: Micrografia da superfície da amostra cilíndrica submetida à têmpera convencional seguida de
revenido.
24
Figura 21: Micrografia do núcleo da amostra cilíndrica submetida à têmpera convencional seguida de revenido e
criogenia.
25
Figura 22: Micrografia da superfície da amostra cilíndrica submetida à têmpera convencional seguida de
revenido e crigenia.
.
Comparando as duas situações, não se percebe alterações significativas, pois devido ao
material de estudo possuir alto teor de carbono (0,6%), provavelmente o percentual de
austenita retida foi baixo. Não foi possível identificar as regiões de austenita retida, porém,
como mostra o gráfico da figura 23, a quantia estimada de austenita retida em aços desta
natureza é de cerca de 5% apenas. (COSTA; SILVA; MEI, 2006)
26
Figura 23: Volume de austenita retida em função do teor de carbono de aços resfriados rapidamente. (SILVA;
MEI, 2008)
Percebe-se, também, que a região da superfície do corpo de prova possui uma
microestrutura mais clara que pode ser decorrente de descarbonetação.
Seguem as micrografias das amostras tratadas com têmpera intensiva, do centro do
corpo de prova e da superfície, figuras 24 a 27.
27
Figura 24: Micrografias do núcleo da amostra submetida à têmpera intensiva
Figura 25: Micrografia da amostra submetida à têmpera intensiva tirada nas vizinhanças da superfície do corpo
de prova.
28
Comparando as micrografias da região da superfície e núcleo do corpo de prova,
percebe-se a presença martensita no interior da amostra. Esta situação mostra que devido o
tempo de permanência no banho pode ter sido muito longo e não foi possível obter um núcleo
composto por ferrita e perlita, como desejado. Existem regiões mais escuras que poderiam ser
bainita superior. Em situações que a velocidade de resfriamento é alta, porém não o suficiente
para atingir a formação de martensita, pode-se observar a formação de bainita e perlita fina.
Um ataque que colore as fases diferencialmente permitiria afirmar se há bainita e perlita fina
de fato, seria possível também detectar a presença de austenita retida (COLPAERT, 2008).
Para assumir que a situação de têmpera intensiva foi atingida, seria necessário comprovar a
formação de tensões residuais compressivas na superfície dos corpos de prova.
Os tempos de submersão na têmpera intensiva têm sido continuamente estudados,
porém ainda não totalmente dominados. Existem fórmulas matemáticas para chegar ao tempo
ideal baseadas em conceitos de transferência de calor, porém essas fórmulas não levam em
conta a temperabilidade do aço que, neste caso, é bastante alta, facilitando a formação da
martensita.
As figuras abaixo mostram as micrografias das amostras temperadas intensivamente e
revenidas em seguida.
29
Figura 26: Micrografia do núcleo da amostra submetida à têmpera intensiva seguida de revenido.
30
Figura 27: Micrografia da amostra submetida à têmpera intensiva seguida de revenido tirada nas vizinhanças da
superfície do corpo de prova.
Uma comparação entre as micrografias das amostras submetidas aos ciclos de têmpera
intensiva com e sem revenido posterior permite verificar o refinamento das agulhas de
martensita, reduzindo a concentração de tensões e fragilidade do aço, maior homogeneidade e
um aumento discreto das áreas mais escuras, o que sugere a precipitação de carbonetos.
5.2 Dureza Superficial Longitudinal
Após cada tratamento, foram registradas as durezas superficiais em escala Rockwell
C longitudinalmente ao longo da extensão dos corpos de provas para a verificação da
uniformidade do tratamento.
Seguem as tabelas com os valores obtidos.
Tabela 2: Dureza média dos corpos de prova Charpys a cada etapa dos ciclos térmicos efetuados.
31
Charpys
Tratamento Dureza Média (HRC) Desvio Padrão (HRC)
Têmpera convencional 58,55 4,38
Têmpera convencional+Revenido 35,5 2,85
Têmpera convencional+Revenido+Criogenia 35,7 1,35
Têmpera intensiva 58,4 0,97
Têmpera intensiva + Revenido 34,1 1
Tabela 3: Dureza média dos corpos de prova cilíndricos a cada etapa dos ciclos térmicos efetuados.
Cilindros
Tratamento Dureza Média (HRC) Desvio Padrão (HRC)
Têmpera Convencional 63,95 2,23
Têmpera Convencional+Revenido 45,4 3,43
Têmpera convencional+Revenido+Criogenia 49,6 1,93
Têmpera intensiva 46,25 3,74
Têmpera intensiva + Revenido 36,5 2,11
Verifica-se que a criogenia teve pouca influência sobre a dureza superficial do aço.
Novamente, deve-se ressaltar que o aço 5160 possui alta temperabilidade e, quando resfriado
rapidamente até a temperatura ambiente, o teor de austenita retida dificilmente ultrapassará
5% (SILVA; MEI, 2008).
Comparando os tratamentos de têmpera convencional e intensiva, percebe-se que os
valores de dureza obtidos com a têmpera intensiva não foram sequer superiores aos da
têmpera convencional. Percebe-se, porém, que os valores de dureza dos cilindros após a
têmpera intensiva se equiparam aos valores obtidos com têmpera convencional seguida de
revenido, o que sugere que o calor que emana do núcleo do corpo de prova no processo de
têmpera intensiva pode ter causado um auto revenimento na martensita da superfície.
As durezas dos corpos de prova Charpy, em todas as situações, foram baixas. Talvez
o tempo de permanência dentro do forno durante a austenitização deveria ter sido mais
longo.
32
5.3 Dureza transversal –Curva em U
O gráfico a seguir esboça o comportamento da dureza obtida ao longo da seção
transversal dos corpos de prova.
Gráfico 1: Curvas em U para cada ciclo térmico.
Tabela 4: Valores de desvio padrão para o gráfico de dureza transversal.
Desvio padrão (HRC)
TC+Revenido TC+Revenido+Criogenia IQ IQ+Revenido
-10 0,95 0,78 2,84 0,37
0 1,20 0,08 3,11 0,48
10 0,88 0,81 3,13 0,43
Observando os gráficos e valores de desvio padrão, percebe-se que, exceto pela curva
de têmpera convencional seguida de revenido e criogenia, as amostras não apresentaram
valores menores de dureza no núcleo como esperado. Isto pode refletir o fato de que as
medidas foram tiradas nas amostras utilizadas também no ensaio de metalografia, que foram
cortadas da extremidade do corpo de prova e entrou em contato com o fluido de resfriamento
antes do restante do corpo de prova.
Pelos valores de desvio padrão, nota-se que o tratamento de têmpera intensiva foi o
que gerou propriedades mais heterogêneas tanto no núcleo quanto na superfície.
30
35
40
45
50
55
60
-10 -5 0 5 10
Du
reza
(H
RC
)
Distância do centro (mm)
TC+Revenido
TC+Revenido+Criogenia
IQ
IQ+Revenido
33
A estrutura de perlita e ferrita no interior do corpo de prova esperada na têmpera
intensiva provavelmente não ocorreu, mas outras fases como a bainita podem estar presente.
Como mostra a figura 27, para valores de dureza de 52 a 58 HRC em aços temperados com
0,6% de carbono, pode-se ter aproximadamente até 90% de martensita.
Figura 28: Tabela de dureza em função do teor de carbono e percentual de martensita. (TOTTEN; BATES;
CLINTON, 1993)
5.4 Resistência ao impacto
Segue a tabela com os resultados obtidos.
Tabela 5: Resultados médios do ensaio de impacto Charpy.
Tratamento Energia média (J) Desvio
padrão
Têmpera Convencional+ Revenido 13,75 3,1
Têmpera Convencional+ Revenido+ Criogenia 10,75 0,96
34
Têmpera Intesiva 2,25 0,5
Têmpera intensiva +Revenido 8 0,96
Entre as têmperas intensivas, percebe-se um aumento significativo da tenacidade
após o revenimento, enquanto entre as têmperas convencionais, nota-se que houve uma leve
fragilização do material após o tratamento criogênico, provavelmente devido ao resfriamento
intenso do aço e transformação da austenita retida em martensita sem revenimento posterior
da martensita fresca, que apesar de estar presente em pouca quantidade, cerca de 5%
(SILVA; MEI; 2008), que, como observado anteriormente, não foi suficiente para alterações
significativas de dureza, porém sua presença pode ter sido responsável pela fragilização do
aço, indicando que um novo revenido poderia ser feito.
No caso do tratamento de têmpera intensiva, foi observada martensita em toda a
extensão dos corpos de prova, levando a elevados valores de dureza e, pela ausência do
revenido, foi a situação de maior fragilidade.
5.5 Distorção dimensional
Segue a tabela com as dimensões dos C-rings após usinagem, pós-tratamentos
térmicos e a diferença entre estes. Sendo que chamamos de GAP a abertura entre os dois
diâmetros do C-ring e De o diâmetro externo.
Figura 29: Desenho do corpo de prova C-ring e indicação das medidas tiradas no ensaio.
35
Tabela 6: Registro das variações médias nas dimensões dos C-rings.
Tratamento Δ GAP
(mm)
Desvio padrão
Δ GAP (mm)
Δ De
(mm)
Desvio padrão
Δ GAP (mm)
Têmpera Convencional +
Revenido 0,154 0,052 0,048 0,027
Têmpera Convencional +
Revenido + Criogenia 0,142 0,011 0,019 0,021
Têmpera Intensiva -0,045 0,057 0,213 0,043
Têmpera Intensiva + Revenido -0,212 0,104 0,128 0,093
Ao avaliar os resultados do teste de distorção observa-se um comportamento similar
ao esperado nas situações de têmpera intensiva, uma vez que a transformação martensítica
envolve uma expansão volumétrica do material e quanto mais severo o resfriamento, maior o
valor de Δ De. A têmpera intensiva acarretou uma mudança em De maior do que os demais
tratamentos.
Ao analisar as alterações na dimensão do GAP, que indica a magnitude das tensões
residuais, pode-se dizer que de fato a têmpera convencional gerou na superfície do corpo de
prova tensões residuais de tração, enquanto o tratamento de têmpera intensiva introduziu
tensões compressivas. É importante destacar também que o tratamento de têmpera intensiva
sem revenido acarretou distorções muito pequenas no tamanho do GAP.
6 Conclusão
Os parâmetros escolhidos para a têmpera intensiva levaram à formação de grande
quantidade de martensita tanto no centro como na superfície dos corpos de prova com
possibilidade de formação de bainita. Não é possível afirmar então que a situação de têmpera
foi atingida, para isso seria necessário verificar que foram obtidas tensões residuais
compressivas. Verificou-se, porém, que de fato os resultados das distorções dimensionais são
melhores no caso da têmpera intensiva.
Analisando as durezas superficiais, observa-se que o banho criogênico praticamente
não tem influencia no aço SAE 5160, pois devido à sua alta temperabilidade um quantia
36
muito baixa de austenita retida fica presente na estrutura do aço, o banho criogênico não tem
grande impacto na dureza do material.
O desempenho em impacto dos corpos de prova submetidos ao banho criogênico foi
ligeiramente negativo com relação à têmpera convencional e revenido, indicando que não há
vantagens no seu uso dentro dos parâmetros de tempo utilizados no trabalho. No caso da
têmpera intensiva, percebe-se que o material tornou-se extremamente frágil. O núcleo de
perlita e cementita provavelmente faria com que a resistência do aço aumentasse.
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