Vivianne Rosestolato Daruich Pereira Tannusuenf.br/posgraduacao/engenharia-de-materiais/wp-content/...III EFEITO DA ADIÇÃO DE B 4 C SOBRE AS PROPRIEDADES DO COMPÓSITO SINTERIZADO

EFEITO DA ADIÇÃO DE B4C SOBRE AS PROPRIEDADES DO

COMPÓSITO SINTERIZADO Fe-Cu-Ni-Sn-WC APLICADO EM

FERRAMENTA DE CORTE DE ROCHAS ORNAMENTAIS

Vivianne Rosestolato Daruich Pereira Tannus

UNIVERSIDADE ESTADUAL DO NORTE FLUMINENSE DARCY RIBEIRO

UENF

CAMPOS DOS GOYTACAZES – RJ

FEVEREIRO – 2016

II

FICHA CATALOGRÁFICA

Preparada pela Biblioteca do CCT / UENF 72/2016

Tannus, Vivianne Rosestolato Daruich Pereira

Efeito da adição de B4C sobre as propriedades do compósito sinterizado Fe-Cu-Ni-Sn-

WC aplicado em ferramenta de corte de rochas ornamentais / Vivianne Rosestolato

Daruich Pereira Tannus. – Campos dos Goytacazes, 2016.

xiv, 157 f. : il.

Dissertação (Mestrado em Ciência e Engenharia dos Materiais) -- Universidade

Estadual do Norte Fluminense Darcy Ribeiro. Centro de Ciência e Tecnologia.

Laboratório de Materiais Avançados. Campos dos Goytacazes, 2016.

Orientador: Márcia Giardinieri de Azevedo.

Área de concentração: Materiais superduros.

Bibliografia: f. 120-127.

1. SINTERIZAÇÃO 2. ROCHAS ORNAMENTAIS 3. FERRAMENTAS DIAMANTADAS

I. Universidade Estadual do Norte Fluminense Darcy Ribeiro. Centro de Ciência e

Tecnologia. Laboratório de Materiais Avançados lI. Título

CDD 671.373

III

EFEITO DA ADIÇÃO DE B4C SOBRE AS PROPRIEDADES DO

COMPÓSITO SINTERIZADO Fe-Cu-Ni-Sn-WC APLICADO EM

FERRAMENTA DE CORTE DE ROCHAS ORNAMENTAIS

Vivianne Rosestolato Daruich Pereira Tannus

“Tese apresentada ao Centro de Ciência e

Tecnologia, da Universidade Estadual do Norte

Fluminense Darcy Ribeiro, como parte das

exigências para obtenção de título de Mestre em

Engenharia e Ciência dos Materiais.”

Orientadora: Prof.ª Márcia Giardinieri de Azevedo

CAMPOS DOS GOYTACAZES – RJ

FEVEREIRO – 2016

IV

DEDICATÓRIA

A Deus, pelo caminho de bênçãos que me proporciona desde o início de minha vida.

A meus pais, Ernane Daruich Tannus Filho e Vivalda Maria Rosestolato Pereira

Tannus, por todo amor e confiança depositados em mim ao longo de toda minha vida.

Pelo suporte incondicional e pela educação com a qual me presentearam, me orgulho

de ser filha de vocês.

Ao meu irmão, Michel Rosestolato Daruich Pereira Tannus, pelo apoio e pelo

exemplo de dedicação.

A minha família, por me ensinar que toda glória é resultado de uma luta.

A meus avós, presentes em corpo e em alma, por todos os conselhos e carinho

dados, seja pessoalmente ou em sonhos.

À Laíza de Assis Gonçalves, por todo apoio, suporte e companheirismo dedicados a

mim ao longo destes dois anos de pesquisas.

V

AGRADECIMENTOS

A minha amiga e orientadora Márcia Giardinieri de Azevedo, pela confiança em

minha capacidade e pelo companheirismo ao longo deste projeto. Por colaborar para

minha formação de Mestre com conselhos, com seus conhecimentos e,

principalmente, com seu exemplo de profissionalismo e dedicação.

A professora Ana Lúcia Diegues Skury, por todo conhecimento partilhado e por estar

presente em todos os momentos solicitados, me guiando e ajudando a realizar este

projeto.

A doutoranda Paula Gomes de Paula, por me incentivar a ingressar nesta área de

pesquisa científica e compartilhar de sua experiência e conhecimento durante minha

jornada.

Ao técnico Michel Picanço, por toda ajuda prestada e pela dedicação incondicional

em todas análises executadas.

A graduanda Thais Fernandes pela ajuda prestada durante a produção desta

dissertação.

A ABRASDI, pela parceria durante a execução deste projeto.

A todos os professores do LAMAV, que contribuíram para o crescimento da minha

vida acadêmica.

A todos os alunos, técnicos e funcionários do LAMAV que, de alguma forma,

contribuíram para a conclusão desta etapa da minha vida.

VI

SUMÁRIO

ÍNDICE DE FIGURAS VIII

ÍNDICE DE TABELAS XII

RESUMO XIII

ABSTRACT XIV

CAPÍTULO I – Introdução 15

1. Objetivos 17

1.1. Objetivo Geral 17

1.2. Objetivos Específicos 18

1.3. Justificativas 18

CAPÍTULO II – Revisão Bibliográfica 19

2. Rochas Ornamentais 19

2.1. Definição 19

2.1.1. Principais Propriedades Mecânicas das Rochas Ornamentais 20

2.1.2. Ferramentas Diamantadas 21

2.2. Ligas 22

2.2.1. Matriz Ligante 22

2.2.2. Produção 23

2.3. Sinterização 25

2.3.1. Sinterização no Estado Sólido 28

2.3.2. Sinterização no Estado Líquido 33

2.3.3. Defeitos Micro estruturais 37

2.4. Características Principais dos Compósitos Diamantados Atualmente

Produzidos 38

2.4.1. Dureza 39

2.4.2. Desgaste ou Abrasão 40

2.5. A Retenção dos Cristais de Diamantes pela Matriz 42

2.6. Mecanismo de Corte dos Corpos de Prova 45

2.7. Diamante 46

2.7.1. Principais Propriedades do Diamante 46

2.7.2. Diamantes Utilizados Industrialmente em Ferramentas de Corte 47

2.8. Principais Matrizes e Aditivos Utilizados em Segmentos Diamantados 50

2.8.1. Cobalite HDR (High Diamond Retention) 50

2.8.2. Cobalite CNF (Cobalt and Nickel Free) 51

VII

2.8.3. Diabase 52

2.8.4. NEXT 53

2.9. Aditivo 54

2.9.1. Carbeto de Boro (B4C) 54

CAPÍTULO III – Metodologia 57

3. Metodologia Geral 57

3.1. Processo de Fabricação dos Segmentos Diamantados 58

3.2. Matéria-Prima 60

3.3. Equipamentos e Acessórios 60

3.4. Preparação dos Segmentos 60

3.5. Processos de caracterização 66

3.6. Densidade 66

3.7. Ensaio de Flexão 68

3.8. Ensaio de Desgaste 73

3.9. Ensaio de Dureza Brinell 75

3.10. Microscopia Confocal a Laser 76

3.11. Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV) 77

3.12. Espectroscopia de Raios X por Dispersão de Energia (EDS) 77

3.13. Preparação das Misturas com Diamantes 78

CAPÍTULO IV – Resultados e Discussão 81

4. Densidade 81

4.1. Flexão 90

4.2. Desgaste 97

4.3. Dureza 99

4.4. MEV e Confocal 103

CAPÍTULO V – Conclusão 116

CAPÍTULO VI – Sugestões para trabalhos futuros 118

CAPÍTULO VII – REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 119

CAPÍTULO VIII – ANEXOS 127

ANEXO I 127

ANEXO II 147

VIII

ÍNDICE DE FIGURAS

Figura 1 - Pérolas e fio diamantados (Diamant Boart, 2008). 22

Figura 2 - Serras diamantadas (Diamant Boart, 2008). 22

Figura 3 – Lâminas diamantadas (Diamant Boart, 2008). 22

Figura 4 - Processo de fabricação dos segmentos diamantados (http://aulas.e-

agps.info/sinterizacao). 25

Figura 5 - Redução dos espaços vazios entre os grãos.

(http://slideplayer.com.br/slide/1271758/) 26

Figura 6 - Processos envolvidos na sinterização (German, 1996). 28

Figura 7 - Modelo de esfera para duas partículas (German, 1996). 29

Figura 8 -Possíveis mecanismos de transporte de matéria durante a sinterização (German,

1996). 31

Figura 9 - Aproximação dos centros – densificação. (http://slideplayer.com.br/slide/1271758).

32

Figura 10 - Diagrama de fases do sistema A¬B ilustrando a formação de uma fase líquida

para ligas de composições diferentes (www.e-agps.info). 34

Figura 11 - Ângulo de contato entre uma gota e um substrato sólido.

(http://alfaconnection.net/). 35

Figura 12 - Duas partículas esféricas unidas por um menisco líquido. Ângulos de contato

diferentes mudam a forma do menisco (www.e-agps.info). 36

Figura 13 - Esquema dos estágios clássicos da sinterização por fase líquida envolvendo

uma mistura de pós (German, 1996). 37

Figura 14 - Micrografia mostrando o descolamento evidente entre a matriz e um cristal de

diamante, após a realização de corte (Konstanty, 1991). 39

Figura 15 - Dureza em função da temperatura de consolidação da matriz. (Almeida, 2012). 40

Figura 16 - Valores de dureza (HB) para o sistema Fe-(5-10-15-20-25-30-35 - 40)% p/ Cu.

(Pacheco, 2007). 40

Figura 17 – Desgaste de um segmento diamantado após operação de corte (Xu, 2001). 41

Figura 18 - Tipos de desgaste sobre os diamantes, (a) Intacto ou não desgastado, (b),

desgastado (lascado) (c) planificado, (d) destacado (Tönshoff et al., 2002). 42

Figura 19 - Forças e a geometria de um cristal ligado em um segmento (Webb, et al., 2000).

43

Figura 20 - Cavidade no ligante decorrente da falha do cristal (protusão) (Webb, 2000). 44

IX

Figura 21 - Forças atuantes nos cristais de diamantes durante o corte, utilizando uma serra

diamantada. (Webb, 2000). 45

Figura 22 - Esquema mostrando a interação mecânica entre a ferramenta e a peça no

momento do corte (Tonshoff e Hillmann-Apmann, 2002). 45

Figura 23 - Forma cúbica-octaédrica dos cristais de diamantes (adaptado de Konstanty,

1991). 48

Figura 24 - Tendência de dureza e resistência de uma matriz metálica em função da

presença do tamanho do diamante (Moriguchi et al., 2007). 49

Figura 25 - Densidade relativa x temperatura de sinterização e dureza x temperatura de

sinterização (Clark e Kamphuis, 2002). 51


sinterização (Clark e Kamphuis, 2002). 52

Figura 27 - Resultado gráfico para a densificação das ligas NEXT, obtidas por prensagem a

quente. (Del Villar, 2001). 53

Figura 28- Célula unitária do Carbeto de Boro mostrando correlação entre a célula unitária

romboédrica (vermelha) e a hexagonal (azul) (Adaptado de Morrow et al. 2011). 55

Figura 29 - Diagrama de fases do Carbeto de Boro (Morrow et al., 2011). 56

Figura 30 - Divisão das amostras. 59

Figura 31 - Modelo de segmento da ABRASDI. 61

Figura 32- Misturas separadas por composição 62

Figura 33 - Inserção da mistura no molde de grafite. 63

Figura 34- Matriz de Sinterização com a disposição das misturas 63

Figura 35 - Prensa hidráulica EKA modelo PHB30.REF220 (ABRASDI, 2013). 64

Figura 36 - (a) Molde posicionado na prensa; (b) conjunto a 750°C e 20 MPa; (c) conjunto a

800°C e pressão 35 MPa. 65

Figura 37 - (a) Molde com o material sinterizado; (b) segmentos sinterizados. 66

Figura 38 - Densidade por Arquimedes. (a) Medição da massa imersa; (b) Segmentos

úmidos para pesagem. 67

Figura 39 - Peça flexionada (adaptada de Callister, 2008). 69

Figura 40 - Esquema dos ensaios de três pontos (CIMM, 2015). 69

Figura 41 - Teste de resistência à flexão por três pontos (LAMAV - UENF) 70

Figura 42 – Abrasímetro adaptado do tipo pino contra disco, utilizado nos ensaios de

desgaste (LAMAV/CCT/UENF). 74

Figura 43 - (a) forma adquirida após prensagem a frio; (b) adição de cilindro de aço-latão; (c)

sinterização em forno industrial; (d) pérola com e sem cordão de solda. 79

X

Figura 44 - (a) pérolas prontas para corte; (b) fio diamantado plastificado. 79

Figura 45 - Densidade teórica média das misturas 82

Figura 46 - Densidade média aparente 86

Figura 47 - Densidade média Relativa por composição. 86

Figura 48 - Porosidade média por composição. 88

Figura 49 - Curva de densificação 90

Figura 50 - Detalhe das fraturas obtidas no ensaio de flexão: Amostras 1 a 8. 91



Figura 53- Curva Tensão x Deformação - M1 93

Figura 54 - Tensão de Escoamento média por composição. 95

Figura 55 - Tensão de Ruptura média por composição. 95

Figura 56 – Módulo de Elasticidade Longitudinal. Média por composição. 96

Figura 57 – Módulo de Tenacidade. Média por composição 96

Figura 58 – Módulo de Resiliência. Média por composição 97

Figura 59 – Teste de desgaste. 97

Figura 60 – Massa pré e pós ensaio de desgaste em função do teor de B4C. 98

Figura 61 – Variação de desgaste e resistência à abrasão em função do teor de B4C. 99

Figura 62 – Pontos testados no ensaio de dureza. 99

Figura 63 – Dureza referente à composição contendo 2% de B4C. 101




Figura 67 – Dureza referente à composição contendo 10% de B4C 102

Figura 68 – Dureza medida em quatro pontos da pérola diamantada - MÉDIA. 103

Figura 69 - MEV referente à amostra contendo 2% de B4C. Em destaque o grão de WC. 104

Figura 70 - EDS da amostra contendo 2% de B4C. 104


Figura 72 - MEV referente à amostra contendo 2% de B4C. Em destaque as partículas de

WC e B4C. 105

Figura 73 - Mapeamento feito por EDS na amostra contendo 2% de B4C. 106

Figura 74 - Superfície da trinca obtida no ensaio de flexão. Foto Confocal. Em destaque

poros superficiais. 107


WC e B4C. 108

XI

Figura 76 - MEV referente à amostra contendo 4% de B4C. Em destaque a partícula de WC.

109

Figura 77 - MEV referente à amostra contendo 4% de B4C. Em destaque a partícula de B4C.

109




Figura 81 - Superfície da trinca obtida no ensaio de flexão. Foto Confocal. 111


WC e B4C. 112

Figura 83 - EDS referente ao ponto 1, na amostra contendo 5% de B4C. 112

Figura 84 - Superfície da trinca obtida no ensaio de flexão. Foto Confocal 113

Figura 85 - Partículas de B4C e WC identificadas na superfície desgastada. Imagens obtidas

por MEV. 114


por MEV. 114

Figura 87 - Superfície da trinca obtida no ensaio de flexão. Foto Confocal 115

XII

ÍNDICE DE TABELAS

Tabela 1 - Propriedades Mecânicas das Rochas Ornamentais (Vallejo, 2002). 21

Tabela 2 - Mecanismos de transporte que ocorrem no processo de formação do pescoço

(German, 1996). 31

Tabela 3 - Propriedades básicas do diamante (Field, 1979). 47

Tabela 4 - Classificação das ligas DIABASE segundo composição (Weber e Weiss). 53

Tabela 5 - Classificação das ligas NEXT segundo composição (Del Villar, 2001). 53

Tabela 6 - Composição das amostras. 59

Tabela 7 - Densidade teórica média das misturas 82

Tabela 8 - Massa referente a cada composição e elemento utilizado nas diferentes misturas.

83

Tabela 9 - Medidas da amostra seca 84

Tabela 10 - Densidade aparente 85

Tabela 11 - Densidade relativa. 87

Tabela 12 - Densificação 89

Tabela 13 - Densidade Pérolas Diamantadas 90

Tabela 14 - Conversão dos valores obtidos no ensaio de flexão. 92

Tabela 15 - Propriedades Referentes a todas as composições. 94

Tabela 16 - Resistência à abrasão. 98

Tabela 17 - Resultados de Dureza Brinell para composições sem diamante. 100

XIII

RESUMO

No presente trabalho, os experimentos realizados tiveram por objetivo o estudo e

desenvolvimento de uma liga à base de Fe-Cu-Ni-Sn-WC, com diferentes adições de

Carbeto de Boro. A obtenção desta matriz metálica é destinada a fabricação de

pérolas, para aplicação em fios diamantados utilizados no corte de rochas

ornamentais. Cinco composições foram utilizadas para a investigação: amostras com

2% de B4C, 4% de B4C, 5% de B4C, 8% de B4C e 10% de B4C. Inicialmente foram

obtidos compósitos de geometria retangular via prensagem à quente, foram

sinterizados nas mesmas condições de temperatura (800°C) e pressão (34MPa). Os

segmentos obtidos atingiram aproximadamente 18,00 mm de comprimento, largura

entre 12,80 mm e 15,20mm e 3,00 mm de altura. As amostras foram caracterizadas

por Microscopia Eletrônica de Varredura, Microscopia Confocal, Microanálise Química

realizada com Espectrômetro de Energia Dispersa. O ensaio mecânico realizado foi o

de flexão, o que proporcionou a investigação de propriedades, a temperatura

ambiente, como: tensão de escoamento, tensão de ruptura, módulo de elasticidade

longitudinal, módulo de tenacidade e módulo de resiliência. Complementando as

análises, foi feito ensaio de desgaste, determinação das densidades e porosidades.

Numa segunda etapa, a partir da composição com melhor relação entre suas

propriedades, foram então confeccionadas, em condições industriais, pérolas

diamantadas e produção de um cabo diamantado de 18,00m de comprimento, o qual

foi testado em condições reais de corte. A caracterização das pérolas foi feita a partir

do cálculo de densidade relativa e ensaio de dureza Brinell. Os resultados mostraram

que a mistura contendo 2% de B4C apresentou melhores resultados gerais. Os

estudos, aqui conduzidos, servem como base para o desenvolvimento de novas

pesquisas direcionadas à produção de matrizes diamantadas para utilização em

ferramentas de corte.

Palavras-chaves: Sinterização, Rochas Ornamentais, Ferramentas Diamantadas.

XIV

ABSTRACT

In the present work, the experiments aimed to the study and development of an

alloy based on Fe-Cu-Ni-Sn-WC, with different additions of boron carbide. Getting this

metal matrix is aimed at making beads, for use in diamond wire used in the cutting of

ornamental stones. Five compositions were used for the investigation: Samples with

2% B4C, 4% B4C, 5% B4C, 8% B4C and 10% B4C. The composites obtained through

hot pressing, were sintered under the same temperature conditions (800 ° C) and

pressure (34MPa). The segments obtained amounted to approximately 18.00 mm

long, 12.80 mm and width between 15,20 mm and 3.00 mm in height. The samples

were characterized by Scanning Electron Microscopy, Confocal Microscopy, Chemical

Microanalysis, performed with Dispersed Energy Spectrometer. The mechanical

testing was performed bending, which afforded research properties at room

temperature, such as: Flow Stress, Break Stress, Longitudinal Elasticity Module,

Tenacity Module and Resilience Module. Complementing the analysis was made of

wear test, determination of density and porosity. In a second step, from the composition

with a better relationship between their properties were then made in industrial

conditions, diamond beads and production of a diamond cable 18,00m length, which

was tested on actual cutting conditions. The characterization of the beads was taken

from the relative density of calculation and Brinell hardness test. The results showed

that the mixture containing 2% B4C showed best overall results. The studies conducted

here serve as a basis for the development of further research aimed at the production

of diamond arrays for use in cutting tools.

Keywords: Sintering, Ornamental Stones, Diamond Tools

15 CAPÍTULO I – Introdução

CAPÍTULO I – Introdução

Atualmente, o acesso a conhecimentos específicos e aprofundados é algo que

ocorre com maior frequência, devido à crescente facilidade de locomoção, ingresso

em institutos especializados e compartilhamento, quase instantâneo, de referências

bibliográficas via internet. Baseado neste fato, a crescente pesquisa acerca de

propriedades dos materiais, bem como a aquisição dos mesmos, vem colaborando

para que a tecnologia apresente grande desenvolvimento ao redor do mundo, o que

implica no surgimento de novas aplicações para os materiais. Este fato gera maior

concorrência entre as empresas fabricantes e, portanto, a necessidade de melhoria

de desempenho destes, relacionadas à sua aplicação final, bem como evoluções

constantes de determinadas propriedades específicas. Neste contexto, a busca por

novos materiais que tragam algum benefício se torna imprescindível.

O Brasil ocupa a quarta posição no ranking mundial com produção de 8,9

milhões de toneladas e sexta posição entre os maiores exportadores de rochas do

mundo (DRM-RJ, 2012). Entre os maiores produtores nacionais estão os estados do

Espírito Santo, Minas Gerais e Rio de Janeiro (Martinez & Heider, 2011). O Noroeste

Fluminense é o principal polo mineral do estado, composto por cerca de 300

microempresas, que empregam em torno de seis mil pessoas (Peiter et al., 2001).

Porém, a participação brasileira no mercado internacional de rochas

processadas ainda é limitada, muito inferior a China e a Índia, nossos maiores

concorrentes. Mesmo com tanta potencialidade, a grande diversidade de tipos de

rochas, os problemas políticos e as dificuldades técnicas vinculadas à exploração e

beneficiamento fazem com que o setor no Brasil não potencialize o bastante a sua

vocação (Vargas et al., 2001). O parque industrial brasileiro de beneficiamento

encontra-se tecnologicamente defasado, sobretudo pelo uso de máquinas e

equipamentos antigos. Sua modernização poderá ser viabilizada através da

adequação e automação das máquinas e equipamentos já instalados e com até 10

anos de uso, e, sobretudo através da aquisição de bens de capital tecnologicamente

atualizados (Peiter & Chiodi Filho, 2001).


As empresas destas regiões dependem da importação de tecnologias de

extração de rochas, além de diversas ferramentas diamantadas, utilizadas em

processos de corte e polimento. Assim, surgiu um potencial “nicho de mercado” na

região fluminense. Desta forma, pesquisadores desta região têm investido tempo e

conhecimento para desenvolver novas ferramentas voltadas para o corte de rochas

(Martinez & Heider, 2012).

No entanto, com a crescente procura por estes tipos de ferramentas,

principalmente para utilização em construção civil, foram identificados vários

problemas com relação ao corte das rochas, principalmente em termos de eficiência

e custo do processo de corte, o que fez surgir a preocupação com o desenvolvimento

de novas ligas metálicas voltadas para a composição destes elementos, a fim de

aumentar o custo-benefício do mesmo. (Almeida, 2012).

Há uma larga variedade de tipos de materiais usados na manufatura de

ferramentas aplicadas na indústria de corte e processamento de rochas ornamentais,

contudo o mais empregado é o sistema matriz metálica ligante – cristais de diamantes

(Oliveira, 2007 - a).

No universo das engenharias, este sistema é conhecido como compósito

diamantado e apresenta desempenho bastante satisfatório em vária áreas de

aplicação. Tais elementos possuem propriedades que se fazem interessantes para os

fins desejados em se tratando de corte de pedras ornamentais, como alta resistência

mecânica, baixa condutividade térmica e alta estabilidade química. Serras lineares e

circulares, coroas de polimento, fios de pérolas diamantadas dentre outros, são

ferramentas de corte diamantadas usadas no desmonte, corte, e polimento de rochas

ornamentais, materiais cerâmicos e metais não-ferrosos em geral (Filgueira, 2001).

Para escolha dos metais componentes das ligas é necessária a análise da

abrasividade e dureza do material a ser cortado. Segundo Sideris (2013), o tungstênio

(W) possui a capacidade de formar uma liga com alto desempenho quando aplicado

em materiais de dureza extremamente elevada, tal qual o concreto armado. Ligas de

W-Co e o próprio Cobalto (Co) puro são usados para materiais de alta dureza como

os granitos. Cobalto-bronze, ferro-cobalto e ferro-bronze são ligantes empregados no

corte de materiais de dureza mais moderada, como os mármores.


O Cobalto funciona como um ligante nas ferramentas diamantadas. O silício

(Si), quando presente na composição do ligante em pequenas quantidades (< 2% em

peso), aumenta a adesão deste com os cristais de diamante, evitando a perda

prematura de diamantes por destacamento. O Carbeto de Tungstênio (WC) aumenta

a resistência ao desgaste da matriz ligante, controlando a taxa de perda de ligante por

abrasão (Shibuta, 1983).

O Cobalto apresenta perfeita compatibilidade química com os cristais de

diamante, quando em temperaturas de processamento, fato este que explica a

hegemonia deste elemento, atualmente, como matriz ligante da composição da maior

parte de ferramentas diamantadas. Seguindo em relação à temperatura de

processamento, o Co apresenta, ainda, adequada retenção dos cristais e boa

resistência ao desgaste após algumas operações de corte. No entanto, este elemento

não se apresenta como a melhor escolha para determinadas aplicações devido a seu

teor tóxico, além de possuir valor comercial flutuante, por ser um material estratégico.

(Del Villar, 2001).

O cobalto possui caráter tóxico e, por isso, recentemente, pesquisadores têm

procurado desenvolver ou propor novas ligas que possam servir de alternativas a fim

de minimizar o conteúdo de cobalto nas ferramentas diamantadas, como exemplos as

ligas Fe-Cu-Co e Fe-Ni-Cu-Sn-Co (Nitkiewicz e Swierzy, 2006; Weber e Weiss, 2005;

Clark, 2002; Del Villar, 2001).

Carbeto de Boro (B4C) e dióxido de zircônio (ZrO2) também têm sido bastante

aplicados em ferramentas de corte a fim de melhorar as propriedades físico-químicas

dos ligantes aumentando assim a eficiência de corte. Segundo Sideris (2013), a

adição de B4C na liga Fe-Ni-Cu-Sn-Co apresenta melhores resultados quando

comparada com a mesma adicionada de ZrO2. A primeira possui menor porosidade e

maior tenacidade, o que influencia diretamente na vida útil da ferramenta.

1. Objetivos

1.1. Objetivo Geral

Ligas metálicas utilizando Fe-Cu-Ni-Sn-Co com adição de B4C foram testadas

e aprovadas por Sideris (2013) para utilização em fios diamantados. Com referência

neste projeto, a presente pesquisa tem como objetivo principal a produção e

caracterização de corpos de provas diamantados modificando um elemento da base


citada acima, assim, sendo composta por Fe-Cu-Ni-Sn-WC, com adição de B4C, a fim

de serem aplicados em fios diamantados para o corte de rochas ornamentais do tipo

gnaisse.

Desta forma, propõe-se um estudo de aumento da eficiência da liga, variando

a porcentagem do Carbeto de Boro para análise das propriedades requeridas.

1.2. Objetivos Específicos

Eliminar a adição de cobalto nos segmentos diamantados;

Analisar metalograficamente as matrizes dos compósitos então

produzidos;

Identificar e calcular as grandezas referentes às propriedades de

materiais inerentes à nova liga obtida;

Quantificar e qualificar a variação na resistência da liga quando

composta por diferentes quantidades de B4C;

Observar o aspecto das fraturas ocorridas nos ensaios mecânicos;

Determinar a oscilação das propriedades físicas das diferentes

composições.

Analisar o comportamento da liga com adição de diamantes quando

sujeita a ensaio de desgaste.

1.3. Justificativas

O presente trabalho justifica-se pelas vantagens obtidas com a eliminação do

Cobalto, um elemento de caráter tóxico, da composição da liga metálica a ser

desenvolvida. A pesquisa busca manter ou melhorar as propriedades químicas e

mecânicas requeridas em matrizes metálicas voltadas para produção de ferramentas

diamantadas aplicadas em cortes de rochas ornamentais. Além deste fato, a mesma

base metálica foi utilizada adicionando variadas porcentagens de Carbeto de Boro,

buscando a melhor performance possível para eficiência de trabalho.

19 CAPÍTULO II – Revisão Bibliográfica

CAPÍTULO II – Revisão Bibliográfica

2. Rochas Ornamentais

2.1. Definição

Segundo Schumann (1982), rocha é qualquer agregado sólido natural

constituído por um ou mais minerais e/ou mineraloides. A partir deste conceito

geológico, a Associação Brasileira de Normas Técnicas – ABNT – (1995), na NBR

6502, define rocha ornamental como uma substância rochosa natural que, submetida

a diferentes graus de beneficiamento ou afeiçoamento (bruta, aparelhada, apicoada,

esculpida ou polida), pode ser utilizada com uma função estética.

A American Society for Testing and Materials (ASTM), órgão normatizador

americano, define dimension stone (pedra ornamental) como qualquer material

rochoso natural serrado, cortado em chapas ou fatiado em placas, com ou sem

acabamento mecânico, excluindo produtos acabados baseados em agregados

artificialmente constituídos, compostos de fragmentos e pedras moídas e quebradas.

Para Mattos (2002), uma rocha para ser considerada ornamental deve

apresentar como requisitos básicos beleza estética, ou seja, homogeneidade textural

e estrutural, e possuir características tecnológicas dentro de padrões aceitáveis pelas

normas técnicas.

As chamadas “pedras naturais”, conforme definição de mercado, abrangem

rochas extraídas seguindo os planos naturais de fraqueza, e são empregadas in

natura como placas ou lajotas, sem qualquer polimento, em revestimentos (Mattos,

2002; Mendes & Vidal, 2002).

Segundo ABIROCHAS (2002), as rochas são divididas em grupos,

diferenciados pela aplicação na construção civil. As propriedades das rochas são

regidas por quatro aspectos: a composição mineralógica, estrutura, textura e

granulometria, descritas a seguir:

1. Composição mineralógica: refere-se à composição química, à formação

e às alterações na estrutura de cada mineral componente. Influencia nas

propriedades da rocha e na sua durabilidade.


2. Granulometria: diferencia as rochas macroscopicamente de acordo com

o tamanho dos seus grãos.

3. Estrutura: está relacionada com a orientação, as posições de massas

rochosas em uma determinada área, as feições resultantes de

processos geológicos (falhas, dobramentos, intrusões ígneas, etc).

4. Textura: está ligada a mineralogia e as condições físicas durante a

formação de cada rocha e diz respeito ao arranjo microscópico dos

minerais que a formam. As principais características referentes a textura

são: porosidade, permeabilidade e as resistências mecânicas.

Baseado nestes conceitos propostos, é seguro afirmar que, de modo geral, a

definição de rocha ornamental e de revestimento está relacionada, sobretudo, em um

método de extração e possibilidade de aplicação, conjugados a fatores estéticos, não

importando a princípio seus aspectos genéticos e composicionais. Desta forma,

qualquer material pétreo natural, passível de extração como bloco e com

possibilidades de desdobramentos em chapas, com ou sem beneficiamento, pode ser

considerado potencialmente uma rocha ornamental ou de revestimento (Mattos,

2002).

O setor de rochas ornamentais tem características inerentes a uma indústria

tradicional. Trata-se de uma atividade extrativa cujos traços mais marcantes são: o

processamento de recursos naturais; a baixa intensidade tecnológica; a reduzida

exigência em termos de escala mínima de produção; o caráter exógeno da inovação

tecnológica, pois ela costuma vir incorporada nos equipamentos; e o fato da

capacidade empreendedora do dirigente ser um fator crítico para a competitividade

(Teixeira et al. 2011).

Como grande produtor mundial do bem mineral em questão, o Brasil voltou

suas atenções para o referido setor econômico, interferindo diretamente na forma

como estas rochas passaram a ser exploradas, em um processo que envolve o meio

ambiente e o homem, tanto de forma negativa quanto de forma positiva (Teixeira et

al. 2011).

2.1.1. Principais Propriedades Mecânicas das Rochas Ornamentais

Dentre os principais tipos de rochas ornamentais utilizados comercialmente, os

gnaisses destacam-se por possuírem elevado módulo de elasticidade (E) e baixo


coeficiente de Poisson (𝜈), quando comparados aos outros. Essas características os

tornam uma das rochas ornamentais mais duras e resistentes encontradas

atualmente. A Tabela 1 apresenta, resumidamente, essas propriedades.

Tabela 1 - Propriedades Mecânicas das Rochas Ornamentais (Vallejo, 2002).

2.1.2. Ferramentas Diamantadas

A identificação correta do material a cortar é o fator que determina a escolha

de uma ferramenta. Desta forma, o material tem uma influência direta sobre a

velocidade de corte e sobre a durabilidade da ferramenta. Dentre inúmeras

ferramentas de corte utilizadas na indústria mundial, as principais são (Diamant Boart,

2008):

Cabos diamantados – são constituídos por pérolas diamantadas

introduzidas em um cabo transportador feito em aço de alta resistência.

As pérolas diamantadas são fabricadas a partir da fixação de uma

camada diamantada em volta do suporte cilíndrico de aço (Figura 1).

Discos diamantados – conhecido também como serra diamantadas. É

composto basicamente por duas partes: segmentos diamantados e

suporte. Todo o disco diamantado corresponde a uma dureza e

abrasividade de pedra específicas. Qualquer infração a esta regra pode

ser fatal à ferramenta (Figura 2).

Lâminas diamantadas – consiste em duas partes: o segmento

diamantado e o suporte da lâmina em aço. São indicadas para um corte

preciso em pedras naturais (Figura 3).

Tipos E (GPa) 𝜈

Mármores 28 - 72 0,1 - 0,4

Granitos 17 - 77 0,1 - 0,5

Decorativas 2,2 - 100 0,1 - 0,5

Gnaisses 28 - 100 0,08 - 0,24


Figura 1 - Pérolas e fio diamantados (Diamant Boart, 2008).

Figura 2 - Serras diamantadas (Diamant Boart, 2008).

Figura 3 – Lâminas diamantadas (Diamant Boart, 2008).

2.2. Ligas

2.2.1. Matriz Ligante

Segundo Zhang et al. (2003), a escolha dos materiais a serem utilizados como

matriz ligante é uma etapa extremamente importante, visto que esta deve satisfazer

uma série de propriedades esperadas para uma ferramenta de corte. No entanto, é

bastante provável que nenhuma ferramenta venha a possuir todas essas

características, assim, ao se previamente selecionar um material para compor a


matriz, deve-se verificar quais são as exigências primordiais e quais são as

secundárias:

Resistência à compressão;

Dureza;

Resistência à flexão e tenacidade;

Resistência do gume;

Resistência a quente;

Resistência à oxidação;

Estabilidade química;

Pequena tendência à difusão;

Resistência à abrasão;

Condutibilidade térmica, calor específico e coeficiente de expansão

térmica adequados;

Facilidade de obtenção a preços econômicos.

Tendo em vista estes objetivos, o presente projeto se propõe a obter

compósitos diamantados à base de Fe-Cu-Ni-Sn-WC com adições de B4C, segundo

Sideris (2013).

2.2.2. Produção

Compósitos diamantados são geralmente produzidos via metalurgia do pó

(MP), uma técnica de processamento que oferece facilidade na mistura de diferentes

pós e, consequentemente, possibilita criar novos materiais compósitos com

propriedades físicas e mecânicas especiais. Essa técnica compreende duas rotas (Del

Villar, 2001):

1. Metalurgia do pó convencional – após a mistura dos respectivos pós de

diamante e metais, ocorre a prensagem a frio deste conjunto, formando corpos com

geometria e dimensões desejadas. Nesta etapa, os pós metálicos formam uma matriz

ligante para o acoplamento dos diamantes. Em seguida ocorre a sinterização, que

constitui em um tratamento térmico abaixo do ponto de fusão do elemento majoritário

dentre os metais, que promove difusão e coesão dos materiais;

2. Prensagem a quente – neste processo ocorre a versão da mistura dos

pós de diamante e metais em molde de grafite, cujos orifícios apresentam o formato e


dimensões finais da peça a ser obtida, seguida da sinterização, que ocorre

simultaneamente à prensagem.

A maioria destes segmentos é produzido, atualmente, pela tradicional rota de

prensagem a quente, que pode ser finalizada por infiltração metálica em alguns casos.

Prensagem a frio e sinterização convencional também são utilizadas para a produção

desses materiais, entretanto em menor escala (Oliveira, 2007 - a).

Ambos processos de obtenção das ferramentas são exemplificados no

fluxograma presente na Figura 4.

Para que o produto final tenha um bom desempenho, é necessário um controle

sobre suas características micro estruturais, e a relação de união entre a matriz e o

diamante é o que determina tais características. A impregnação do diamante na matriz

metálica frequentemente revela uma reação entre a superfície destes elementos

(Oliveira, 2007 - b).

Segundo os estudiosos Moriguchi e Tsuduki, (2007), pode ocorrer uma reação

química, juntamente com a já existente ligação mecânica. Além disso, a escolha dos

metais e dos diamantes utilizados na produção segmentos é determinada,

principalmente em função do tipo de rocha a ser cortada, condições de corte e tipo de

ferramenta utilizada.


Figura 4 - Processo de fabricação dos segmentos diamantados (http://aulas.e-

agps.info/sinterizacao).

2.3. Sinterização

Acredita-se que por volta de 3000 A.C. já se conhecia a técnica de sinterização,

através da fundição de ouro e platina pelos Incas e de materiais cerâmicos pelos

egípcios. Contudo, há relatos de tijolos que foram sinterizados em buracos feitos no

chão para melhorar suas propriedades mecânicas, nos primórdios da civilização

(German,1996).

Entretanto, os estudos sobre o processo de sinterização se iniciaram somente no

século XX, em meados da década de 20, tendo suas primeiras teorias publicadas na


década de 40 e, como principais trabalhos, com maior embasamento, realizadas por

Frenkel e Kuczynski (German, 1996).

Os estudos acerca do processo de sinterização têm se intensificado ao longo dos

anos objetivando-se obter uma descrição quantitativa teórica que expresse as

interações entre os fatores geométricos e termodinâmicos que ocorrem durante este

processo, além de tentar adequá-las à sinterização dos materiais nanoestruturados.

O conceito de sinterização é baseado no princípio de que tudo tende para o estado

mais baixo de energia (German, 1996).

Segundo German (1996), a sinterização pode ser definida como um processo em

que um pó (cristalino ou não) é compactado e, em seguida, tratado termicamente a

fim de se formar um sólido único e coerente. Esta técnica transforma um conjunto de

partículas, inicialmente em contato mútuo, em um corpo rígido com maior resistência

mecânica, a partir da eliminação de espaços entre os grãos. Sua força motora é o

decréscimo da energia superficial livre do conjunto de partículas, conseguido pela

diminuição da superfície total do sistema (Figura 5).

Figura 5 - Redução dos espaços vazios entre os grãos.

(http://slideplayer.com.br/slide/1271758/)

Neste processo, os parâmetros a serem controlados são: temperatura, tempo de

sinterização, distribuição e tamanho da partícula, atmosfera utilizada para


sinterização, pressão no caso de prensagem a quente, porosidade, tamanho dos

grãos, distribuição de fase e composição do compacto (German, 1996).

Segundo Silva e Alves Jr (1998-a), existe uma diferença que vale a pena ressaltar

entre tipo de sinterização e técnica de sinterização. A primeira se refere ao modo com

que ocorre a cinética de sinterização, que abrange os mecanismos responsáveis pela

redução de vazios do corpo. A técnica de sinterização consiste no método utilizado

para se obter na prática a sinterização de uma mistura, ou seja, os artifícios adotados

a fim de se conseguir as condições necessárias para que ocorra a sinterização.

Para utilização da tecnologia da Metalurgia do Pó, faz-se necessária a prensagem

dos pós em moldes metálicos e o aquecimento dos mesmos, de forma controlada,

para que haja a consolidação da peça. Desta forma, é possível se obter, no produto

final, a forma almejada e um bom acabamento de superfície, além de controlar com

maior rigor a composição química e propriedades mecânicas da peça (Silva e Alves

Jr - 1998-a).

Esta tecnologia se baseia em quatro etapas fundamentais: a obtenção, a mistura,

a compactação e a sinterização dos pós. A força motriz para qualquer tipo de

sinterização provém da redução da energia livre superficial do conjunto de partículas.

Esta queda da energia se dá devido à redução da porosidade, o que diminui a interface

material/poro, dando lugar a um outro tipo de interface, denominada material/material

(Silva e Alves Jr, 1998-b).

O tipo de sinterização em vigor, em cada caso, depende do modo como este

material é deslocado. A presença de uma fase líquida na mistura faz com que haja

uma mudança significante na cinética de sinterização. Baseado neste fato, o processo

de sinterização se divide em dois tipos básicos: a sinterização por fase líquida e a

sinterização por fase sólida, os quais abrangem todas a variações de cinética de

sinterização. Dentro destas classes básicas, existem muitas variações de cinética de

sinterização, devido à enorme variedade de materiais sinterizáveis, suas relações e

as relações entre estas e os fatores geométricos significantes (tamanho e forma de

partículas). Estes dois tipos básicos de sinterização são capazes de densificar total

ou parcialmente a estrutura, sendo que com o primeiro tipo é possível se obter uma

estrutura com porosidade controlada, enquanto que o fechamento total da porosidade


é mais facilmente obtido através da sinterização por fase líquida (Silva e Alves Jr,

1998-b).

Estas duas classes básicas possuem ainda, como subclasses, a sinterização

ativada e a sinterização rápida. Assim, para se definir com segurança qual o tipo de

cinética de sinterização do sistema, deve-se examinar criteriosamente o caso

específico, baseando-se em teorias, ao invés de tentar encaixar o caso em teorias já

existentes, como de praxe (Silva e Alves Jr, 1998-b).

2.3.1. Sinterização no Estado Sólido

Conforme previamente citado, a força motriz para a ocorrência do processo de

sinterização vem da redução da energia livre total do sistema, que ocorre por meio da

redução na área de superfícies e interfaces do compacto. Tal redução ocorre devido

à formação de pescoço nas interfaces das partículas, a densificação, que é a

substituição da interface sólido/vapor pela interface sólido/sólido de menor energia, e

o crescimento de grão, que consiste na redução da energia de superfície sólido/sólido

associada aos contornos de grão, como ilustra a Figura 6 (German, 1996).

Figura 6 - Processos envolvidos na sinterização (German, 1996).

Os mecanismos envolvidos no processo de sinterização de um pó podem ser

explicados através do esquema contido na Figura 7, que representa um modelo de

partículas esféricas em contato, onde x é o raio do pescoço, r o raio das esferas e ρ o

raio de curvatura (German, 1996).


Figura 7 - Modelo de esfera para duas partículas (German, 1996).

Para que ocorra a densificação dos pós compactados, é necessário que ocorra

uma transferência de massa durante a sinterização, a qual ocupará os vazios entre as

partículas. A nível atômico, isto ocorre devido à diferença de curvatura entre as

partículas do pó. Esta diferença faz com que a superfície dos grãos receba uma tensão

de tração proveniente da curvatura do pescoço, e, consequentemente, uma tensão de

compressão no contorno de grão. (German, 1996)

A partir das diferenças de tensão, surgem diferenças de concentração de

vacâncias entre essas regiões, ocorrendo um fluxo de matéria da região de menor

concentração, no contorno do grão, para a de maior concentração, localizada no

pescoço. A superfície submetida à tensão de tração sofre um aumento em sua

concentração de vacâncias, o inverso do que ocorre na região que recebe os esforços

de compressão. Desta forma, a difusão destes espaços vagos ocorre da região mais

concentrada para a de menor concentração, sendo necessária uma difusão

equivalente de átomos na direção oposta (German, 1996. 1998).

Existe também uma diferença de curvatura entre a superfície da partícula e a

do pescoço. Esta variação provoca o surgimento de uma tensão que possibilita o fluxo

de matéria para a região do pescoço, pelo mesmo princípio anterior. (German, 1998).

As tensões originadas pela diferença de curvatura da superfície podem interferir

na pressão de vapor sobre a mesma, provocando um fluxo de matéria por fase

gasosa. Apesar de contribuir para o crescimento do pescoço, bem como a mudança

de sua forma, este fluxo não promove densificação por não causar a aproximação dos

centros das partículas. O fluxo tende a diminuir com o transcorrer do processo, já que


a redução consequente nas diferenças de curvatura entre os pescoços diminui o

gradiente termodinâmico. (Krell, 2006)

Os mecanismos de transporte em massa determinam como ocorre o fluxo de

matéria em resposta à força motriz de sinterização, podendo ser divididos

basicamente em duas classes: mecanismos de transporte superficial e pela rede, que

se caracterizam pelos absorvedores e pelo caminho de transporte de material que

está atuando no processo. Estes podem ocorrer por difusão superficial ou evaporação

– condensação, não provocando retração na matéria (Krell, 2006).

Há uma difusão superficial, provocada pela movimentação de vazios e átomos

sobre a superfície das partículas. Através dos poros, pode ocorrer evaporação e/ou

condensação. Há também difusão no contorno do grão e difusão volumétrica ou fluxo

viscoso através da rede (Krell, 2006). Para que haja densificação durante o processo

de sinterização, o transporte de matéria deve ocorrer do interior da partícula para o

pescoço. Desta forma ficam definidos os mecanismos que geram densificação:

difusão volumétrica e difusão pelo contorno de grão (German, 1996).

A Tabela 2 e as Figuras 8 e 9 mostram os mecanismos de transporte de matéria

durante o processo de sinterização.


Tabela 2 - Mecanismos de transporte que ocorrem no processo de formação do pescoço

(German, 1996).

Número de

mecanismos

Transporte

de fases Fonte Absorvedor

1 Difusão na

superfície Superfície Pescoço

2 Difusão de

rede Superfície Pescoço

3 Transporte por

vapor Superfície Pescoço

4 Difusão por

contorno

Contorno do

grão Pescoço

5 Difusão da

rede

Contorno do

grão Pescoço

6 Difusão da

rede Discordância Pescoço

Figura 8 -Possíveis mecanismos de transporte de matéria durante a sinterização (German,

1996).


Figura 9 - Aproximação dos centros – densificação. (http://slideplayer.com.br/slide/1271758).

Segundo Barsoum (1997), existem diversos fatores que influenciam o processo

de sinterização no estado sólido. Os principais são:

Temperatura: a sinterização ocorre devido à difusão, a qual depende, em

proporção direta, da temperatura de processamento. Desta forma, quanto

maior a temperatura do sistema, maior a cinética de sinterização.

Densidade Verde: se refere à densidade antes da sinterização. Sendo

densidade a razão entre massa e volume de um corpo, quanto maior a

densidade a verde, maior a quantidade de massa contida em um volume inicial,

ou seja, menor o volume de poros a ser eliminado.

Atmosfera: a sinterização em condições de atmosfera pode aumentar a

difusividade, o que torna seu efeito crítico em relação à densificação. Outro

item a ser analisado é a solubilidade do gás no sólido, já que a pressão do gás

no interior dos poros aumenta à medida que sofrem redução de volume. Assim,

é necessária a escolha de um gás que propicie a atmosfera de sinterização que

prontamente se dissolva no sólido.

Impurezas: geralmente indesejadas, porém, em vários casos, materiais são

adicionados propositalmente à mistura para se obter uma melhor sinterização,

através da geração de uma fase líquida. A presença de impurezas pode formar

eutéticos de baixa temperatura, resultando em uma sinterização reativa,

mesmo em concentrações muito pequenas.


O tamanho das partículas: A força motriz para a densificação provém da

redução da área de superfície. Assim, quanto maior a área de superfície inicial,

maior será a força motriz.

2.3.2. Sinterização no Estado Líquido

Segundo Pacheco et al. (2007), ligas baseadas no sistema Fe-Cu geralmente são

sinterizadas por fase líquida (SFL).

O processo de sinterização no estado líquido recebe este nome devido à formação

de uma fase líquida, proveniente da fusão de um dos componentes ou da reação

entre, pelo menos, dois deles. O surgimento desta fase indica a maior diferença entre

os dois tipos básicos de sinterização, sendo um fator decisivo para determinação tanto

dos mecanismos de sinterização quanto do arranjo final da estrutura sinterizada. A

presença de uma segunda fase pode acelerar o transporte de massa, por transportar

maior quantidade de material em menor tempo, se comparado aos processos de

difusão, em escala atômica. Tal fase líquida é capaz de dissolver algumas partículas

sólidas, o que produz um caminho de transporte que utiliza o sistema de poros abertos

e os contornos de grão (Pacheco, 2007).

Com base nestas características, a sinterização com fase líquida vem sendo vista

como uma forma bastante atraente para consolidar materiais dificilmente sinterizáveis

por fase sólida, bem como para a obtenção de materiais compósitos (Silva e Alves Jr,

1998-b).

A taxa de formação da fase líquida auxilia na descrição deste tipo de sinterização.

Se o líquido formado provém da fusão de um dos componentes, significa que a

temperatura de fusão deste foi ultrapassada, o que possibilita uma formação rápida

desta fase. Outra forma de geração de líquido é a partir de uma reação eutética. Nesta

situação, a quantidade de líquido e a taxa de formação dependem da composição do

sistema e, é lógico, da taxa de aquecimento da amostra (Silva, 1998).

Este segundo caso de formação de líquido pode ser observado esquematicamente

na Figura 10, onde a quantidade de líquido para a liga de composição X1 é maior

de que para a liga de composição X2. Observa-se também que, sem variação da taxa

de aquecimento, a taxa de formação de líquido é maior para a liga X1, visto que esta


necessita de um menor intervalo de temperatura para que haja a reação.

Este intervalo de temperatura é identificado pela linha em negrito cruzando o campo

de sólido e líquido. (Silva, 1998)

Figura 10 - Diagrama de fases do sistema A¬B ilustrando a formação de uma fase líquida

para ligas de composições diferentes (www.e-agps.info).

Normalmente, a fusão de uma determinada massa gera expansão do volume

inicial. Antes da formação da fase líquida, a estrutura era constituída pela fração

sólida, incluindo-se aí a massa que será transformada em líquido, além dos

poros. Após o surgimento desta fase, os espaços referentes à então massa sólida e

parte das vacâncias serão ocupados pelo líquido, devido à expansão mencionada.

Desta forma, é possível observar que a formação de uma fase líquida não é

responsável, isoladamente, pela densificação da estrutura. No entanto, o aumento da

resistência mecânica é diretamente ligado a este fator. O aumento da resistência

ocorre porque a fase líquida adere às partículas sólidas e, quando solidifica, tem-

se uma fase que cimenta as partículas que permaneceram sólidas. Assim, o

comportamento do líquido é o parâmetro que determina a ocorrência de densificação

ou expansão, bem como a intensidade do aumento da resistência mecânica. (Silva,

1998)

A ação do líquido será determinada por uma propriedade denominada

molhabilidade, que relaciona o líquido e a fase sólida. Esta propriedade consiste na

capacidade que um líquido tem de se aderir a um sólido e pode ser medida pelo ângulo

de contato que uma gota faz sobre o sólido, como ilustra a Figura 11.


Figura 11 - Ângulo de contato entre uma gota e um substrato sólido.

(http://alfaconnection.net/).

A molhabilidade da fase líquida sobre o sólido é diretamente proporcional à

densificação que o líquido promove na estrutura e ao aumento da resistência

mecânica. Este último ocorre baseado no princípio de que quanto maior for

a molhabilidade, maior será a área de contato entre a fase líquida e a fase sólida. A

Figura 12 representa o caso em que uma gota líquida está em contato com

duas partículas esféricas, gerando um menisco que liga ambos os grãos. Na Figura

12-a, o ângulo de contato é inferior a 90°, enquanto na Figura 12-b, é superior a

90°. Quando o ângulo é menor que 90°, o menisco exerce uma força atrativa

sobre as partículas, tendendo a aproximá-las, o que reduz a porosidade. No entanto,

o oposto ocorre quando o ângulo é maior que 90°, onde as partículas tendem a ser

afastadas, aumentando o espaço vazio. Na prática, este fato pode levar a estrutura à

ruptura (Silva, 1998).


Figura 12 - Duas partículas esféricas unidas por um menisco líquido. Ângulos de contato

diferentes mudam a forma do menisco (www.e-agps.info).

Segundo Costa (2003), o mecanismo de dissolução e precipitação produz

densificação da estrutura de três formas distintas:

Aumento do volume da fase líquida: conforme previamente mencionado,

quando ocorre a fusão de um dos componentes do sistema, o volume de

líquido aumenta, o que gera influência direta na intensidade da

densificação.

A mudança de forma das partículas: à medida em que as partículas

entram em contato, devido ao processo de precipitação e dissolução, ocorre

a variação de forma das mesmas. Ao serem atraídas devido à presença da

fase líquida, os grãos tendem a ficar achatados, aumentando a área de

contato entre si, o que ocasiona maior empacotamento de partículas, maior

densidade e por consequência, maior densificação.

Crescimento de grãos: este fator colabora com a densificação devido ao

fato de que os pós de partículas grossas apresentam densidade aparente

maior de que pós de partículas finas, por deixarem menor volume vazio ao

serem arranjadas aleatoriamente.

Outro fator que contribui consideravelmente para o processo de sinterização é a

ação das forças de capilaridade. Caso haja boa molhabilidade no sistema analisado,

tais forças promovem um forte e rápido rearranjo de partículas, o que leva à

densificação. Caso contrário, as forças de capilaridade atuam em sentido oposto,


impedindo a densificação e podendo, inclusive, promover o rompimento da estrutura

(Silva e Alves Jr, 1998-b).

A solubilidade do sistema comporta outro fator bastante relevante em um processo

de sinterização. Caso haja boa solubilidade da fase sólida na líquida, a sinterização

ocorre com maior facilidade. Entretanto, o oposto também pode acontecer, onde as

partículas sólidas dissolvem as líquidas, reduzindo o volume e prejudicando a cinética

de sinterização. Desta forma, é necessário o estudo prévio do diagrama de fases do

sistema a ser sinterizado, para observação das solubilidades das fases existentes

(Costa, 2003).

Portanto, a sinterização via fase líquida pode ser resumida em três estágios bem

definidos: rearranjo das partículas, solução-reprecipitação e estado sólido, também

conhecido como coalescência, como mostra o esquema da Figura 13 (German, 1996).

Figura 13 - Esquema dos estágios clássicos da sinterização por fase líquida envolvendo

uma mistura de pós (German, 1996).

2.3.3. Defeitos Micro estruturais

Segundo German (1985), parte do líquido formado no processo de sinterização

pode favorecer o surgimento de poros na microestrutura. A sinterização consiste no

rearranjo de partículas, algumas vezes, em locais específicos do compacto de pós,

causando o empacotamento de poucas partículas. Espaços vazios são formados no

material devido a este empacotamento local e são eliminados durante os estágios


intermediário e final da sinterização assistida por fase líquida. O defeito mencionado

pode ser intensificado se o corpo consolidado apresentar baixa densidade, pois

favorece o rearranjo das partículas.

O sistema Fe-Cu possui características que podem resultar em expansão

volumétrica, comumente chamado “inchaço”, devido à fase líquida formada pela fusão

do Cobre, que ocorre nos minutos iniciais de sinterização. (Pacheco et al. 2007). Este

fenômeno pode resultar em espaços vazios na microestrutura, que sofrerão aumento

de volume à medida que maior for o tamanho médio dos grãos. Neste caso, grandes

dificuldades serão encontradas para eliminar os poros durante o ciclo de sinterização

(Sideris, 2013).

2.4. Características Principais dos Compósitos Diamantados Atualmente

Produzidos

Os compósitos diamantados são compostos por uma matriz principal e cristais de

diamante. Esta matriz tem como função principal promover, de maneira bastante

eficiente, a fixação dos cristais. O processo de fabricação deste segmento provoca o

surgimento de tensões internas nos contornos dos cristais. A matriz necessita de um

bom condicionamento referente à fadiga, para que haja um comportamento mecânico

capaz de manter a aderência do grão à mesma (Konstanty, 1991).

Konstanty (1991) observou que, na prática de corte, em alguns casos, diamantes

se soltam da matriz. Este fato é justificado devido a uma expansão plástica que ocorre

na fronteira matriz-diamante, gerada pelo calor decorrente do atrito entre a ferramenta

e a pedra, ou seja, na zona de corte. Assim, nos casos em que esta expansão plástica,

ou térmica é identificada, pode haver a descolamento prematuro dos cristais,

conforme ilustrado na Figura 14.


Figura 14 - Micrografia mostrando o descolamento evidente entre a matriz e um cristal de

diamante, após a realização de corte (Konstanty, 1991).

2.4.1. Dureza

Segundo Sideris (2013) e Pacheco et al. (2007), um dos parâmetros de controle

de qualidade de um segmento diamantado é a dureza. Uma matriz bem densificada

adquire uma estreita faixa ideal de dureza que é afetada pela sua composição e os

parâmetros do processo através da consolidação dos pós. Se a densificação dos

componentes não for completa ou se houver falha no tratamento da mistura que o

compõe, as medidas de dureza não se enquadrarão no intervalo especificado.

Durante o processo de sinterização ocorre o endurecimento da liga, por

formação de solução sólida de Cobre em Ferro. Este fato promove a melhora de

algumas propriedades mecânicas de interesse, como a resistência à tração e a

dureza, as quais podem ser acrescidas de até 40%, em comparação ao Cobre e ferro

puros.

É importante ressaltar que a relação da dureza da matriz com sua temperatura

de consolidação é diretamente proporcional. A dureza de uma dada liga diminui à

medida que outros processos concorrentes venham a surgir, como recristalização e

crescimento do grão. A Figura 15 ilustra a relação entre dureza e temperatura de

consolidação, sendo a curva 2, o comportamento ideal do segmento é desejável para

a fabricação da ferramenta que a matriz exiba uma variação horizontal bem alongado

de dureza versus temperatura de consolidação (Sideris, 2013; Almeida, 2012).


Figura 15 - Dureza em função da temperatura de consolidação da matriz. (Almeida, 2012).

Pacheco (2007) relacionou os valores de dureza Brinell em função dos teores

de Cobre da mistura, observando que a dureza se manteve praticamente constante

para todas as amostras, em qualquer composição, conforme ilustrado na Figura 16.

Assim, o Cobre não influencia de maneira expressiva na dureza da liga. Isto se deve

ao fato que, para quantidades de Cobre em até 10%, a microestrutura é porosa. No

entanto, esta porosidade é compensada pela dureza do Fe, 60% maior que a do

Cobre. Por outro lado, ao aumentar a quantidade de Cu, a dureza da matriz é

compensada pela formação de solução sólida, aliada a uma microestrutura densa.

Figura 16 - Valores de dureza (HB) para o sistema Fe-(5-10-15-20-25-30-35 - 40)% p/ Cu.

(Pacheco, 2007).

2.4.2. Desgaste ou Abrasão

A vida de uma ferramenta é uma característica que se relaciona com tempo em

que a mesma trabalha efetivamente, sem perder o corte, ou até que se atinja o critério


de fim de vida previamente estabelecido, o qual mensurado pelo grau de desgaste.

Em termos científicos, pode-se definir desgaste, ou abrasão, como um abaulamento

ou planificação das partículas abrasivas, neste caso, diamantes. A abrasão afeta sua

precisão, qualidade e aumento da força de corte (Oliveira, 2007 - b).

Em ferramentas diamantadas há um processo contínuo de desgaste, onde os

diamantes mais expostos, quando perdem a capacidade de corte, são expulsos da

matriz ligante. Este fato é denominado “pull out” e faz com que novas faces cortantes

surjam dos diamantes mais internos, como consequência da abrasão (Oliveira, 2007

- b). A Figura 17 ilustra este fenômeno em um segmento diamantado.

Um bom desempenho para uma ferramenta de corte depende largamente dos

cristais utilizados, sua resistência, estrutura e tamanho. Assim, a vida útil e a eficiência

de corte dependem da ação combinada de todos os cristais que estão dispersos sobre

a matriz do segmento (Sideris, 2013).

A taxa de desgaste não aumenta com a temperatura, mas é dependente da

direção de abrasão (Wilks e Wilks, 1979).

Figura 17 – Desgaste de um segmento diamantado após operação de corte (Xu, 2001).


Para cada tipo de material existe um tipo básico de desgaste, ilustrado na

Figura 18, o qual está relacionado com as propriedades mecânicas deste. Se o

material é dúctil, seu mecanismo básico se relaciona com a deformação plástica. O

mecanismo dominante de abrasão em material frágil depende predominantemente da

fratura na superfície, de forma tal que a propriedade dominante é a tenacidade

(Oliveira, 2007 - a).

Figura 18 - Tipos de desgaste sobre os diamantes, (a) Intacto ou não desgastado, (b),

desgastado (lascado) (c) planificado, (d) destacado (Tönshoff et al., 2002).

2.5. A Retenção dos Cristais de Diamantes pela Matriz

A retenção dos cristais, individualmente, na matriz é um fator chave para

assegurar um desempenho superior e máxima vida útil de uma ferramenta

diamantada. Este desempenho é mensurado através de uma grandeza denominada

grau de retenção do cristal na matriz metálica, através da seguinte razão (Webb,

2000):

𝑅 =(á𝑟𝑒𝑎 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑛𝑡𝑎𝑡𝑜)𝑥 (𝑡𝑒𝑛𝑠ã𝑜 𝑐𝑜𝑚𝑝𝑟𝑒𝑠𝑠𝑖𝑣𝑎 𝑛𝑎 𝑚𝑎𝑡𝑟𝑖𝑧)

(𝑓𝑜𝑟ç𝑎 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑛𝑡𝑎𝑡𝑜)

Ou

𝑅 =(𝑓𝑟𝑖𝑐çã𝑜 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑒 𝑎 𝑚𝑎𝑡𝑟𝑖𝑧 𝑒 𝑜 𝑑𝑖𝑎𝑚𝑎𝑛𝑡𝑒)

(𝑓𝑜𝑟ç𝑎 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑛𝑡𝑎𝑡𝑜)

Para que haja uma boa retenção dos diamantes com a matriz ligante, é

necessário que a fricção entre estes elementos seja maior que a forca de contato entre

a ferramenta e o material a ser cortado. Assim, em função desta razão, para todo R >

1, tem-se uma boa retenção. O valor de R aumenta quando o ligante apresenta


elevada tensão compressiva de sinterização, além de grande nível de fricção e adesão

entre diamante e matriz (Webb, et al., 1999). A Figura 19 mostra as forças e a

geometria de um cristal ligado a um segmento.

Figura 19 - Forças e a geometria de um cristal ligado em um segmento (Webb, et al., 2000).

Segundo Webb (2000) a diferença entre os coeficientes térmicos da matriz e

do diamante provoca o surgimento da tensão compressiva, a qual pode ser

aumentada por influência da variação de volume, decorrente da sinterização.

A tensão compressiva que é utilizada pela matriz está limitada pela sua

resistência ao escoamento, a qual se relaciona com a dureza, assim sendo

indiretamente relacionada à retenção para fricção (adesão) dos cristais de diamante

na matriz ligante (Webb, 2000).

Para aplicações pesadas, em que a carga de contato sobre os cristais é

bastante elevada (maior que 1GPa), são produzidas matrizes a partir da sinterização

de pós metálicos e cristais de diamante de grau ultraelevado (UHG). Estes pontos de

corte dispõem de uma carga de impacto tolerável mais elevada entre o cristal e a peça,

o que resulta em uma taxa de remoção de material mais elevada, com uma taxa de

desgaste nominal menor, e tanto o cristal como o ligante acomodam uma tensão de

contato maior (Webb, 2000).

Os cristais UHG são mais tenazes que os diamantes e possuem maior altura

de protusão, já que exercem uma forma de impacto maior. Devido a isto, estas

aplicações requerem maior retenção de cristais de diamante na matriz. Isto implica

em uma maior tensão sobre o diamante para a matriz ligante, o que gera a


possibilidade de pull out prematuro, deixando uma cavidade no ligante, como pode

ser observado pela Figura 20 (Webb, 2000):

Figura 20 - Cavidade no ligante decorrente da falha do cristal (protusão) (Webb, 2000).

Segundo estudos de Konstanty (2003), até 25% dos cristais podem sofrer pull

out, sem que haja grande queda de desempenho para a característica de corte da

ferramenta. Isso ocorre porque, normalmente, a porcentagem de cristais que são

efetivamente necessários para o corte é inferior à porcentagem destes que sofre pull

out. O ataque químico, que ocorre durante a sinterização, pode danificar a superfície

do diamante, reduzindo a aderência deste à matriz, o que seria um causador do pull

out.

Para resolver esta questão, Webb (2000) cita algumas opções desenvolvidas a

fim de melhorar a retenção dos cristais, como sinterizar a altas temperaturas ou por

um tempo prolongado, ou adicionar ligas metálicas duras à matriz o que aumenta a

resistência ao escoamento do diamante na interface com o ligante. Entretanto, tais

medidas apresentam desvantagens, pois alteram a dureza da matriz e, possivelmente,

sua taxa de abrasão. Outra opção, que visa aumentar a aderência dos cristais na

matriz, consiste em aumentar a densidade do ligante, através de maior pressão de

compactação ou utilização de lubrificantes.


2.6. Mecanismo de Corte dos Corpos de Prova

O processo de corte comporta um conjunto de forças que atuam nos cristais,

conforme ilustrado por Webb (2000), na Figura 21.

Figura 21 - Forças atuantes nos cristais de diamantes durante o corte, utilizando uma serra

diamantada. (Webb, 2000).

Existe uma série de fatores que influenciam no desempenho de corte de uma

ferramenta, de forma direta e/ou indireta. São eles: características físicas do material

a ser cortado (tamanho de grão e dureza), forças que agem entre cristais de diamantes

e o material, distribuição de tensões no material e temperatura na interface do corte

(Webb, 2000).

Interações mecânicas também ocorrem durante o processo de corte, como

ilustrado na Figura 22, e os principais fatores de influência são: deformações elásticas

e plásticas do material das regiões fronteiriças aos cristais de diamantes, fricção entre

o material a ser cortado e os diamantes, fricção entre o material e a matriz da

ferramenta, fricção entre as lascas geradas no corte do material e a matriz (Tonshoff

e Hillmann-Apmann, 2002).

Figura 22 - Esquema mostrando a interação mecânica entre a ferramenta e a peça no

momento do corte (Tonshoff e Hillmann-Apmann, 2002).


Tensões de compressão agem nos corpos de prova diamantados durante o

corte, mais especificamente abaixo dos cristais de diamante, e cessam com a retirada

da carga. Neste momento ocorre a recuperação da deformação plástica e o

surgimento de tensões de tração, o que causa fratura frágil no material. Este processo

promove o surgimento de novas lascas, denominado “formação de lascas

secundárias”, as quais são carregadas pelo líquido refrigerante utilizado nesta etapa

de corte (Xu, 2002).

2.7. Diamante

O diamante é o principal componente dos compósitos produzidos para criação

das ferramentas diamantadas de corte. Estes compósitos possuem propriedades

mecânicas que têm relação direta tanto com o grau de adesão entre a matriz e os

cristais quanto com a posição que estes se encontram dentro do material. Parâmetros

como temperatura, pressão e tempo, que atuam no processo de fabricação, possuem

a capacidade de modificar as propriedades mecânicas dos corpos de prova, os quais

também são influenciados pelo tipo e composição da matéria (Webb, 2000).

O diamante é uma das formas alotrópicas do carbono. Apresenta uma estrutura

compacta e tridimensional onde os átomos estão dispostos em um arranjo cúbico de

face centrada (CFC), com alguns átomos posicionados dentro do cubo. Nele são

formados tetraedros com ângulos iguais (109,28º), que forma toda a sua estrutura.

Sua célula unitária possui parâmetro de rede igual a 3,5676 x 10-10m. (Field, 1979).

As ligações entre os átomos de carbono são de natureza covalente, fato este

que explica a elevada dureza deste material. O diamante possui anisotropia em

relação à dureza, desgaste e resistência mecânica. É incapaz de conduzir

eletricidade, devido à ausência de elétrons livres em sua composição. Comparando-

se as propriedades físicas e mecânicas do diamante com as de outros materiais

usados em ferramentas, nota-se que as desvantagens do diamante, como material

para ferramenta, são sua relativa baixa estabilidade térmica e sua grande afinidade

por metais que formam carbetos (Field, 1979).

2.7.1. Principais Propriedades do Diamante

Segundo Field (1979), a escolha do diamante para aplicação em ferramentas

de corte se deve a três propriedades essenciais que este material possui: dureza


altamente elevada (250 M.N/m), elevada condutividade térmica (2x103 W.m-1K -1) e

inércia química. O diamante, em relação à resistência à abrasão, é praticamente

indestrutível. Sua condutividade térmica é cinco vezes maior que a do Cobre, que é o

elemento que ocupa a segunda colocação neste quesito.

Todos os processamentos de corte geram um alto nível de calor que, no ponto

de corte, pode gerar dois defeitos nocivos: danos térmicos ao material que está sendo

cortado e derretimento, a oxidação ou a corrosão da ponta cortante da ferramenta.

Devido às ligações covalentes muito fortes e à ausência de deformação plástica, o

diamante apresenta a desvantagem de ser extremamente frágil, podendo sofrer

clivagem através da aplicação de baixa energia ao longo do plano [111]. No entanto,

sua alta condutividade térmica o protege de possíveis choques térmicos (Field, 1979).

A Tabela 3 apresenta um resumo das propriedades fundamentais do diamante.

Tabela 3 - Propriedades básicas do diamante (Field, 1979).

Estrutura do

cristal

N° de átomos por célula unitária: 8 Localização dos átomos:

(000), (12⁄ 1 2⁄ 0), (0 1 2⁄ 1

2⁄ ), (12⁄ 0 1 2⁄ ), (1

4⁄ 14⁄ 1

4⁄ ), (34⁄ 3

4⁄ 34⁄ ),

(14⁄ 3

4⁄ 34⁄ ), ((3

4⁄ 14⁄ 3

4⁄ ).

Densidade 3,52 g/cm³

Dureza Na escala Knoop - valor no plano (001) 5700 - 10400

Kg/mm². Na escala Mohs 10.

Coeficiente de

Fricção μ No ar: 0,1. No vácuo: ≈ 1

Condutividade

Térmica Para 293K: 2 . 10³ W/mK

Resistividade Diamante tipo I e IIA > 10 Ohm.m

Diamante tipo IIB, 10 - 10 Ohm.m

2.7.2. Diamantes Utilizados Industrialmente em Ferramentas de Corte

Nitkiewicz e Swierzy (2006) provaram que existe uma relação direta entre a

forma do diamante e o desempenho do corte da ferramenta. Formas irregulares ou

fragmentadas são aplicadas em trabalhos de peças menos rígidas e formas cúbicas


e octaédricas são utilizadas para materiais mais rígidos. A forma cúbica-octaédrica

(Figura 23) é a que apresenta o maior desempenho de corte quando comparada às

demais.

Figura 23 - Forma cúbica-octaédrica dos cristais de diamantes (adaptado de Konstanty,

1991).

A forma dos grãos é um fator extremamente relevante ao se escolher o tipo de

diamante que comporá a ferramenta. Diamantes naturais possuem formas irregulares,

quando comparados aos sintéticos, e esta característica justifica a preferência destes

últimos para aplicação em ferramentas de corte. Cristais com formar mais regulares

apresentam maior resistência, menor número de arestas definidas e faces mais

ásperas. Entretanto, grãos mais irregulares apresentam mais arestas de corte e uma

melhor retenção na matriz (Konstanty, 2003). O tamanho dos grãos determina a

distribuição dos cristais ao longo da matriz, sendo os menores dispostos em

aglomerados e os maiores distribuídos de maneira mais uniforme (Wu e Funkenbusch,

2010).

Moriguchi et al. (2007) a presença de cristais de diamante na matriz metálica é

determinante para tenacidade à fratura, possuindo grande influência sobre esta. Caso

este que não ocorre em relação à dureza da matriz, pouco influenciada pelos cristais.

A tenacidade à fratura tem seu valor aumentado à medida que se aumenta a

granulometria dos cristais na matriz e cresce, consideravelmente, até um valor

máximo para o tamanho de partícula aproximado de 12 µm, como ilustra a Figura 24.

Acima desse valor observa-se uma queda no aumento de tenacidade com o aumento


de grão dos cristais. Isso se deve à influência do tamanho de partículas e sua

concentração sobre as propriedades mecânicas da matriz e, consequentemente, o

desempenho de corte das ferramentas (Tonshoff et al., 2002).

Figura 24 - Tendência de dureza e resistência de uma matriz metálica em função da

presença do tamanho do diamante (Moriguchi et al., 2007).

Todo material é submetido a ensaios mecânicos para que se obtenha sua

resistência mecânica, e o mesmo ocorre com os cristais de diamante. Neste caso, o

mais usual é o teste de impacto, ou friabilidade. Estes cristais também são expostos

a testes de fratura e compressão. Ao fim destes testes, com os dados disponíveis, é

possível fazer o estudo sobre a melhor forma de utilização de cada material.

(Konstanty, 2003).

Para escolha das matrizes, Zeren (2007) aponta três características decisivas:

Resistência ao desgaste: a resistência ao desgaste da matriz deve ser

suficiente para suportar a abrasividade do material a ser cortado. Caso o ligante

seja dúctil demais, pode gerar pull out prematuro, assim como uma matriz com

aderência muito alta pode causar o aplainamento da superfície do segmento,

devido ao desgaste mais lento que a quebra dos cristais. Estes casos reduzem

consideravelmente a vida útil da ferramenta.


Aderência dos cristais de diamantes à matriz: a matriz deve prover uma

aderência bastante eficiente dos cristais durante a operação de corte. Esta

adesão pode ser de caráter mecânico e/ou químico, conforme mencionado

anteriormente. Assim, uma aderência ineficiente resultará numa inutilização

precoce da ferramenta;

Parâmetros do processo de fabricação: tempo e temperatura de sinterização

são parâmetros importantes para garantir a qualidade do produto final, além da

composição química da matriz.

2.8. Principais Matrizes e Aditivos Utilizados em Segmentos Diamantados

2.8.1. Cobalite HDR (High Diamond Retention)

As ligas cobalite HDR são bastante duras e resistentes à oxidação e abrasão,

desenvolvidas especialmente para substituir as tradicionais ligas de Cobalto e de WC,

possuem uma excelente retenção de cristais de diamantes. Sua composição é

66%pFe-7%pCu-27%pCo (Clark e Kamphuis, 2002). Seus aglomerados possuem

formato quase esféricos, o que possibilita obter bons resultados de sinterização.

Os índices de densidade relativa e dureza em relação à temperatura de

sinterização, para um tempo de sinterização de 3 minutos e pressão de 35 GPa são

mostrados na Figura 25.



sinterização (Clark e Kamphuis, 2002).

2.8.2. Cobalite CNF (Cobalt and Nickel Free)

A cobalite CNF, uma liga especial à base de Fe-Cu-Sn-W, possui propriedades

semelhantes às do Cobalto quando aplicadas a matrizes de ferramentas de corte.

Entretanto esta liga exige menor temperatura de sinterização quando comparada ao

Co. Possui alto desempenho, mesmo sem o Cobalto em sua composição, um material

tóxico e oneroso para o processo. Sua composição é 68,4%pFe-26%pCu-3%Sn-

2%pW-0,6%pY2O3 (Kamphuis e Serneels, 2004).

Os índices de densidade relativa e dureza em relação à temperatura de

sinterização, para um tempo de sinterização de 3 minutos e pressão de 35 GPa são

mostrados na Figura 26.



sinterização (Clark e Kamphuis, 2002).

2.8.3. Diabase

Weber e Weiss (2005) desenvolveram ligas à base de Fe-Cu-Co-Sn e as

denominaram diábase. Suas composições variam de 35 a 75% em peso de Fe, 15 a

45% de Co, 15 a 25% de Cu e 8% de Sn. De acordo com suas composições, podem

ser classificadas, detalhadamente através da Tabela 5, como Diabase-V07, Diabase-

V18 e Diabase-V21. A Diabase-V07 é a que possui melhores resultados no que se

refere eficiência de corte. Já a Diabase-V18 é normalmente usada para corte de

granitos.


Tabela 4 - Classificação das ligas DIABASE segundo composição (Weber e Weiss).

Nome Fe (%) Co (%) Cu (%) Sn (%)

Diabase-V07 45-65 20-40 15 -

Diabase-V18 35-55 15-35 25 < 8

Diabase-V21 55-75 < 15 25 < 8

Propriedades como densidade, dureza, resistência à abrasão e ao impacto

podem ser modificadas com a utilização de aditivos como bronze, Carbeto de

Tungstênio e Ferro, cujo resultado amplia o campo de aplicação dessas ligas (Weber

e Weiss, 2005).

2.8.4. NEXT

São ligas à base de Cu-Fe-Co e podem ser classificadas, de acordo com sua

composição, como NEXT 100 e NEXT 200 (Tabela 5). Também, para a liga NEXT, é

apresentada a curva de densificação x temperatura (Figura 27). O resultado mostra

que foi possível obter densidade teórica de até 97% sob temperaturas relativamente

baixas (650 – 720 0C) quando comparadas com outras ligas.

Tabela 5 - Classificação das ligas NEXT segundo composição (Del Villar, 2001).

Nome O2 (%) C (%) Cu (%) Fe (%) Co (%)

NEXT 100 1,1 0,04 49,5 25,2 24,1

NEXT 200 1 0,04 61,7 14,7 22,6

Figura 27 - Resultado gráfico para a densificação das ligas NEXT, obtidas por prensagem a

quente. (Del Villar, 2001).


Segundo Dell Villar (2001), a dureza final das ligas é inicialmente controlada

pela porosidade, e acima deste valor de densidade, a dureza já é fortemente

dependente da proporção Fe-Cu, ou seja, tanto maior será a proporção da fase dura

(solução sólida Fe-Co) quanto maior for a proporção de Fe-Cu.

2.9. Aditivo

Além das ligas apresentadas, o Carbeto de Boro (B4C) apresenta-se como

excelente aditivo quando usados em ferramentas de corte, conferindo dureza,

resistência ao desgaste e alta capacidade de corte (Sideris, 2013).

2.9.1. Carbeto de Boro (B4C)

Possuindo excelentes propriedades referentes a aplicações tecnológicas, o

Carbeto de Boro é um composto cerâmico que vem sendo inserido no mercado de

engenharia de materiais. Compõe o grupo dos materiais duros não metálicos e é o

terceiro material mais duro conhecido rico em C e possui tonalidade escura, o que o

fez ser conhecido como diamante negro (Kulikovsky, 2009).

A estrutura do Carbeto de Boro está ilustrada na Figura 28, e pode ser descrita

por duas regiões: vermelha e azul:

A região vermelha descreve a estrutura do B4C como um retículo

cristalino romboédrico de simetria trigonal (grupo espacial) cujos vértices

são icosaedros de 12 átomos de boro. Adicionalmente, há uma cadeia

linear de 3 átomos de carbono que liga os vértices superior e inferior ao

longo do eixo romboédrico (111). Portanto, a célula unitária do Carbeto

de Boro possui 15 átomos correspondendo ao B12C3.

A região azul descreve o Carbeto de Boro como um reticulado hexagonal

baseado em uma célula unitária não primitiva, na qual o eixo [0001] do

reticulado hexagonal corresponde à direção romboédrica [111]. Os

parâmetros de rede do reticulado romboédrico do Carbeto de Boro são

a= 5.16 Å e α= 65.7º, e os parâmetros do reticulado hexagonal são a=

5.60 Å e c= 12.07 Å (Morrow et al., 2011).


Figura 28- Célula unitária do Carbeto de Boro mostrando correlação entre a célula unitária

romboédrica (vermelha) e a hexagonal (azul) (Adaptado de Morrow et al. 2011).

Segundo Morrow et al. (2011), a solução sólida do B4C, sob pressão

atmosférica, é monofásica em teores de aproximadamente 8% a 20% em número de

átomos de carbono, e a composição do ponto de fusão em equilíbrio termodinâmico

com o líquido a 2450º é 18.4 at. %, conforme ilustrado no diagrama de fases do

Carbeto de Boro, Figura 29.

O Carbeto de Boro possui elevada capacidade de proteção balística, pois

possui, dentre os cerâmicos, o mais elevado limite elástico de Hugoniot (HEL). Esta

propriedade define-se como a tensão dinâmica uniaxial máxima que um material pode

suportar elasticamente quando sujeito a pressão. Porém, apesar de apresentar um

HEL extraordinário (15 – 20 GPa), o Carbeto de Boro exibe um comportamento frágil

quando é ultrapassado este limite (Fanchini et al., 2006).


Figura 29 - Diagrama de fases do Carbeto de Boro (Morrow et al., 2011).

O B4C vem ganhando destaque entre os materiais por possuir alto ponto de

fusão (2450 °C), alta dureza (45 GPa), baixa densidade (2,51 g/cm3), alta estabilidade

química e excelentes propriedades mecânicas, como resistência à compressão: 2800

MPa; resistência à flexão: 400 MPa; tenacidade à fratura; Módulo de Young: 450 GPa.

É aplicado em matrizes de ferramentas com finalidade de aumentar a resistência ao

desgaste destas. Sua alta relação de resistência/densidade o transforma em um

importante material para a indústria (Ma et al., 2010).

A produção de sinterizados puros de B4C necessita técnicas de sinterização

não-convencionais, pois o processo requer níveis de temperatura (~2010 ºC) e

pressão (~30 GPa) elevados e uma atmosfera inerte (Arslan et al., 2003).

Portanto, a utilização da sua excepcional dureza é limitada pela sua baixa

sinterização, baixa tenacidade à fratura (3,0 MPa.m1/2) e baixa resistência à oxidação.

Por este motivo é necessária sua mistura com aditivos a fim reduzir os parâmetros de

sinterização além de aprimorar as propriedades do produto final (Sideris, 2013).

57 CAPÍTULO III – Metodologia

CAPÍTULO III – Metodologia

3. Metodologia Geral

De maneira geral, a metodologia seguirá as seguintes etapas:

Seleção e pesagem dos pós

Mistura dos pós

Montagem da matriz de sinterização

Sinterização dos pós

Caracterização das amostras

Densidade

Desgaste

Flexão

PorosidadeMicroscopia

Confocal

MEV

Propriedades Mecânicas


3.1. Processo de Fabricação dos Segmentos Diamantados

Segundo Konstanty (2003), a produção de segmentos diamantados é uma

etapa da fabricação de ferramentas diamantadas, que possui ao todo, oito tópicos.

Destes, quatro são destinados aos segmentos diamantados e, portanto, foram

seguidos e são descritos a seguir.

1. Seleção e Mistura dos Pós – buscar a composição química e a

granulometria ideal da mistura, para que seja realizada, normalmente,

em misturadores do tipo Turbula (misturador de movimentos

desordenados de alta performance).

2. Prensagem a Quente;

3. Controle de Qualidade dos Segmentos – normalmente realizado por

ensaio de dureza do tipo Rockwell B, por apresentar baixo custo e fácil

execução. Complementação de dados através de avaliações de

densidade, quando os dados de dureza são insuficientes;

4. Rebarbação – Rebolos de alumina ou carboneto de silício são usados

para limpeza e remoção de resíduos das bordas dos segmentos

produzidos.

Foram produzidos compósitos à base de Fe-Cu-Ni-Sn-WC, com adições de B4C,

de maneira que possam vir a ser utilizados como matriz metálica para pérolas

aplicadas em fios diamantados, utilizados para o corte de rochas ornamentais do tipo

gnaisse, em conformidade com o estudo feito por Sideris (2013), apresentado a

seguir:

1. Sinterização sob parâmetros (800°C / 8 min / 35 MPa) industrialmente utilizados

na produção de compósitos diamantados. Vinte amostras à base de Fe-Cu-Ni-

Sn-WC em 100% de massa serão produzidas, seguindo a composição

apresentada na Tabela 6:


Tabela 6 - Composição das amostras.

20 AMOSTRAS

ELEMENTOS MASSA (%)

Fe 35-40

Cu 35-40

Ni 10-18

Sn 5-8

WC 2-5

2. Das 20 (vinte) amostras, 04 (quatro) possuem adição de B4C em 2%, 04

(quatro) com adição de B4C em 4%, 04 (quatro) com adição de B4C em 5%, 04

(quatro) com adição de B4C em 8% e 04 (quatro) com adição de B4C em 10%,

conforme ilustrado na Figura 30. Inicialmente não foi adicionado o diamante,

pois a produção de uma matriz pura tem como finalidade a realização de um

estudo metalográfico mais minucioso sobre as composições propostas pela

presente pesquisa.

Figura 30 - Divisão das amostras.

3. Após a produção dos compósitos, as amostras foram destinadas a

caracterização, para posterior comparação do comportamento dos corpos de

provas produzidos com maior ou menor adição de B4C.

4. A produção de todos os compósitos foi realizada na empresa Comércio e

Indústria de Ferramentas e Abrasivos – ABRASDI, localizada no município de

20 amostras

4 amostras 2% B4C

M1 - M4

4 amostras 4% B4C

M5 - M8

4 amostras 5% B4C

M9 - M12

4 amostras 8% B4C

M13 - M16

4 amostras 10% B4C

M17 - M20


Campos dos Goytacazes – RJ. A moagem dos pós foi executada no Setor de

Materiais Superduros do Laboratório de Materiais Avançados da UENF.

3.2. Matéria-Prima

Os seguintes materiais serão empregados nos processos de produção dos

compósitos diamantados:

Pó de Fe / 0,98 µm / 99,8% / 7,86 g/cm³ (Derivata);

Pó de Cu / 1,2 µm / 99,8% 8,96 g/cm³ (MetalPó);

Pó de Ni / 2,0 µm / 99,7% 8,9 g/cm³ (Derivata);

Pó de Sn / 2,0 µm / 99,9% 7,3 g/cm³ (Derivata);

Pó de WC / 2,0 µm / 99,6% 15,7 g/cm³ (WorldFram);

Pó de B4C / 10 µm / 98,8% 2,51 g/cm³ (TetraBor®);

Cristais de diamantes com granulometria entre 400 e 500 µm (Trust);

3.3. Equipamentos e Acessórios

Balança analítica modelo SBC 31-220g (Scaltec);

Prensa hidráulica modelo PHB30.REF220 (EKA) dotada de sistema de

aquecimento por corrente elétrica (ABRASDI);

Microscópio Eletrônico de Varredura Super Scan SSX-550 (Shimadzu);

Microscópio confocal a laser LEXT – 3D Ols 4000 (Olympus);

Microscópios ópticos;

Durômetro HMV (Shimadzu);

Máquina Universal de Ensaios Mecânicos modelo 5582 com 100 kN de

capacidade (Instron);

Abrasímetro

3.4. Preparação dos Segmentos

A preparação dos corpos de provas seguiu as seguintes etapas:

I. Seleção e pesagem das misturas;


Inicialmente, foi necessário obter a densidade da base metálica, sem a presença

de B4C, mostrado na Equação 1, utilizando a porcentagem de cada elemento

previamente escolhida para a composição. Posteriormente, para determinar a

quantidade relativa a cada componente que fora adicionado à mistura, foi utilizada a

regra da mistura a fim de se obter a densidade de cada composição (Equação 2).

𝜌𝑏𝑎𝑠𝑒 =(𝑚𝐹𝑒 + 𝑚𝐶𝑢 + 𝑚𝑁𝑖 + 𝑚𝑆𝑛 + 𝑚𝑊𝐶)

(𝑚𝐹𝑒

𝜌𝐹𝑒+

𝑚𝐶𝑢

𝜌𝐶𝑢+

𝑚𝑁𝑖

𝜌𝑁𝑖+

𝑚𝑆𝑛

𝜌𝑆𝑛+

𝑚𝑊𝐶

𝜌𝑊𝐶)

Eq. 1

𝜌 =(𝑚𝑚 + 𝑚𝐵4𝐶)

(𝑚𝑚

𝜌𝑚+

𝑚𝐵4𝐶

𝜌𝐵4𝐶)

Eq. 2

Para que todas as amostras possuíssem as mesmas dimensões, foi necessário

fazer o cálculo das massas de cada combinação sem variar o volume das

composições. Assim, utilizando as dimensões padronizadas pela ABRASDI, conforme

ilustra a Figura 31, o volume padrão dos segmentos é:

Figura 31 - Modelo de segmento da ABRASDI.

𝑉 = 𝑏. ℎ. 𝑡 = 1,872 𝑐𝑚³

Com os dados referentes à densidade de cada composição e o volume padrão, foi

possível calcular a quantidade de massa referente a cada elemento componente da

liga.


II. Mistura dos pós;

Após a pesagem dos pós, foi feita a mistura manual, com auxílio de uma

espátula, de cada composição e posteriormente fracionada na quantidade

específica de cada segmento (Figura 32).

Figura 32- Misturas separadas por composição

III. Montagem da Matriz de sinterização;

Após separadas as composições, as misturas foram colocadas na matriz de

sinterização (Figura 33), seguindo a ordem mostrada na Figura 34. O molde destinado

a receber as misturas é composto por prensadores e blocos de grafite, os quais são

isolados por placas. Uma abraçadeira de aço é utilizada em sua montagem, que é

feita manualmente, inclusive a adição das misturas (metais + ligas + diamantes). Esta

construção permite produzir, por processo, até vinte corpos de provas.


Figura 33 - Inserção da mistura no molde de grafite.

Figura 34- Matriz de Sinterização com a disposição das misturas

IV. Sinterização em prensa hidráulica industrial.

O processo de sinterização foi executado na planta industrial da ABRASDI

utilizando uma prensa hidráulica do fabricante EKA (Figura 35).


Figura 35 - Prensa hidráulica EKA modelo PHB30.REF220 (ABRASDI, 2013).

O processo de sinterização seguiu as seguintes etapas:

1. A matriz, montada manualmente, foi instalada na prensa hidráulica

(Figura 36-a).

2. A seguir, foi acionado o sistema de força da prensa, sendo desenvolvida

uma pressão inicial, previamente ajustada, de 20 MPa;

3. Após o estabelecimento da pressão inicial (20 MPa), foi acionado o

sistema de aquecimento, o qual por efeito Joule aquecerá o molde até a

temperatura de 750°C em um tempo transcorrido de 4 minutos e 29

segundos (Figura 36-b);

4. Uma vez atingida a temperatura de 750°C, a pressão foi aumentada para

35 MPa. Após 30 segundos, o sistema atingiu temperatura de 800° C. A

partir desse ponto se iniciará a contagem do tempo de 3 minutos (Figura

36-c);

5. Transcorrido o tempo total de 8 min, o sistema de aquecimento foi

desligado e a matriz, ainda submetida à pressão de 35 MPa, resfriada

sob temperatura ambiente durante 5 min;

6. Uma vez atingido 300°C, o sistema de força foi descarregado de forma

gradual;


7. O molde foi, então, removido da prensa para a retirada dos corpos de

provas produzidos (Figura 37-a).

Os valores dos parâmetros de sinterização foram escolhidos com base nos

dados da linha de fabricação da empresa ABRASDI.

Figura 36 - (a) Molde posicionado na prensa; (b) conjunto a 750°C e 20 MPa; (c) conjunto a

800°C e pressão 35 MPa.

Após a produção, os corpos de provas foram numerados e de acordo com suas

composições (Figura 37-b) e submetidos a ensaios de caracterização e testes

mecânicos, a fim de avaliar a eficiência do composto no processo de sinterização e

escolher a melhor composição para incorporação dos cristais de diamante.


Figura 37 - (a) Molde com o material sinterizado; (b) segmentos sinterizados.

3.5. Processos de caracterização

Após a extração dos segmentos do molde de sinterização, os mesmos foram

levados ao Laboratório de Materiais Avançados da UENF (LAMAV/UENF) para que

fossem medidas suas dimensões, através de paquímetro, e massa, utilizando

balança de precisão.

3.6. Densidade

Massa específica ou densidade de uma substância é a razão entre sua massa

m e seu volume V, como mostra a Equação 3 (Halliday, 1996):

𝜌 =𝑚

𝑉

Eq. 3

Na obtenção da densidade de sólidos e líquidos muitas vezes não se tem à

disposição formas para determinar corretamente o seu volume. A determinação da


densidade aparente se enquadra às situações reais, nas quais a amostra é composta

por poros, trincas, defeitos cristalinos, fases amorfas, etc. A densidade pode assumir

diferentes significados como: Densidade teórica (ρT), Densidade aparente (ρa) e

densidade relativa (ρR) (Axt, 1981).

As amostras foram submetidas ao ensaio de densidade em acordo com o

método de Arquimedes (Figura 38), a densidade aparente de cada corpo de prova foi

determinada através da Equação 4.

𝜌𝑎 =𝑀𝑠

(𝑀𝑢 − 𝑀𝑖)

Eq. 4

Onde: ρa = densidade aparente, Ms = massa seca, Mu = massa úmida e Mi

= massa imersa.

Figura 38 - Densidade por Arquimedes. (a) Medição da massa imersa; (b) Segmentos

úmidos para pesagem.

A partir do cálculo da densidade aparente e a teórica foi obtida a densidade

relativa (ρR) ou densificação das amostras através da Equação 5 (Halliday, 1996).

𝜌𝑅 =𝜌𝑎

𝜌𝑇


Eq. 5

Onde: ρa = Densidade aparente e ρt = Densidade teórica.

A porosidade aparente das amostras foi calculada pela Equação 6 (Halliday,

1996).

𝑃𝑎 =𝑀𝑢 − 𝑀𝑠

𝑀𝑢 − 𝑀𝑖

Eq. 6

Onde: Pa = porosidade aparente, Ms = massa seca, Mu = massa úmida e Mi

= massa imersa.

Foi calculada para as diferentes composições a curva de densificação. Este

parâmetro é importante para determinar a eficiência do processo de sinterização.

Desta forma, a diferença entre sinterização e densificação se torna relevante neste

momento. Sinterização é o fenômeno decorrente da tendência que têm

os sistemas particulados de diminuírem sua energia livre. É um processo

espontâneo, porém é acelerado pelo aumento da temperatura. Densificação é o

aumento da densidade do corpo formado pelo sistema de partículas. Este aumento

da densidade é um efeito da diminuição da energia do sistema, porém isto não

necessariamente ocorrerá. Há sistemas que sinterizam sem aumento de densidade.

(Silva, 2003)

3.7. Ensaio de Flexão

Irregularidades presentes nos corpos formar os chamados concentradores de

tensão, que são aliviadas em materiais dúcteis pela deformação plástica, o que não

ocorre em materiais frágeis, levando a fratura assim que o limite de resistência trativa

seja alcançado. No ensaio de flexão, cada corpo de prova (corpo de prova inteiro) é

flexionado até sua fratura através do carregamento em três pontos. No ponto do

carregamento, a superfície superior do corpo de prova é colocada em estado de

compressão, enquanto a superfície inferior encontra-se em tração, como mostra a

Figura 39 (Callister, 2008).


Figura 39 - Peça flexionada (adaptada de Callister, 2008).

Dessa maneira, na flexão, aproveita-se da alta resistência à compressão

desses materiais, que pode ser de cinco a dez vezes maior do que a resistência à

tração. Para o caso do ensaio de três pontos (Figura 40), sendo um ponto de aplicação

da carga e dois das reações de apoio. A máxima tensão ocorre no meio, onde a

distância dos apoios é maior sendo, portanto, o local onde ocorrerá a falha. Caso o

material apresente falhas fora da região central, resultará em uma tensão de ruptura

maior que a indicada pelo ensaio.

Figura 40 - Esquema dos ensaios de três pontos (CIMM, 2015).

Os corpos de prova sinterizados foram submetidos ao teste de resistência à

flexão por três pontos em uma Máquina Universal de Ensaios Mecânicos INSTRON

(Figura 41), disponível no LAMAV/UENF, modelo 5582 – 100kN de capacidade,

usando uma velocidade de descida de 0,5 mm / min, distância entre os apoios de 30

mm e temperatura ambiente de 20°C (Sideris, 2013).


Figura 41 - Teste de resistência à flexão por três pontos (LAMAV - UENF)

No ensaio de flexão são obtidos diagramas Força x Alongamento, os quais foram

transformados em Tensão x Deformação utilizando o critério da Tensão de Flexão,

mostrado na Equação 13, onde 𝜎 é a tensão instantânea atuante, M é o momento

referente à carga instantânea atuante, y é a posição da linha neutra (para seções

retangulares e materiais homogêneos, y = h/2) e I, momento de inercia perpendicular

à direção da carga.

𝜎 =𝑀𝑦

𝐼

Eq. 13

O ensaio de flexão foi do tipo 3 pontos, assim, o momento máximo se localiza

no meio do vão e corresponde à PL/4, sendo P a carga e L o comprimento da peça.

Para seções retangulares, I = bh³/12, sendo a base considerada a dimensão

perpendicular à força.

Foram ensaiadas as 20 amostras não diamantadas e obtidos os diagramas de

Força x Alongamento de cada segmento. Posteriormente, estes diagramas foram

convertidos em Tensão x Deformação e foram extraídos relevantes dados de cada

composição referentes a:


Tensão de Escoamento (e): é a máxima tensão a qual o material pode

ser submetido para que todo trabalho sobre o mesmo seja de natureza

elástica, ou seja, sem gerar deformação permanente no componente.

Isto se deve ao fato de que, neste regime elástico, o corpo é

teoricamente capaz de liberar toda energia fornecida a ele, voltando às

suas dimensões iniciais. Quando esta tensão é ultrapassada, ocorre o

escoamento do material, ou seja, este passa a trabalhar em regime

plástico, cuja característica principal é a liberação de parte da energia

recebida no processo de carregamento, o que impossibilita a

recuperação de sua forma inicial, causando uma deformação

permanente. É de extrema importância conhecer essa propriedade do

material com o qual se trabalha, para que não haja escoamento, pois,

caso ocorra, a resistência do material aos esforços submetidos reduz

significativamente. Através do diagrama Tensão x Deformação é

possível calcular e através da identificação do limite de

proporcionalidade. Esta tensão marca o fim do comportamento linear da

curva (CBCA, 2014).

Tensão de Ruptura (R): é a tensão que caracteriza o início da fratura

do elemento. Até este ponto, o corpo absorve energia e se deforma para

dissipá-la. Ao atingir esta tensão, ocorre no corpo de prova um

decréscimo na área da seção transversal. O posterior aumento da

extensão provoca uma diminuição da tensão nominal até ocorrer a

fratura, já que a tensão nominal é determinada em relação à área inicial

da seção transversal. Quanto mais dúctil for o metal, maior será a

estricção que precede a fratura e, por isso, maior será o decréscimo da

tensão para além da tensão máxima. Graficamente, corresponde à

ultima tensão demonstrada no diagrama Tensão x Deformação (CBCA,

2014).

Módulo de Elasticidade (E): ou módulo de Young é um parâmetro

mecânico que proporciona uma medida da rigidez de um material sólido.

É fundamental para a engenharia e aplicação de materiais, pois está

https://pt.wikipedia.org/wiki/Thomas_Young

https://pt.wikipedia.org/wiki/Rigidez

https://pt.wikipedia.org/wiki/Material

https://pt.wikipedia.org/wiki/S%C3%B3lido


associado com a descrição de várias outras propriedades mecânicas,

como por exemplo, a tensão de escoamento, a tensão de ruptura,

tenacidade, resiliência, entre outras. Existem inúmeras maneiras de se

calcular E: através do diagrama Tensão x Deformação, E corresponde

ao coeficiente angular da curva elástica; utilizando fórmulas, deve-se

atentar para qual tipo de ensaio foi executado. Neste caso, o módulo de

elasticidade foi calculado segundo a Equação 7, onde P é a carga

referente ao escoamento, L é o comprimento da peça, y é a flexa

referente a P e I, momento de inércia perpendicular à força (CBCA,

2014).

𝐸 =𝑃𝐿³

48𝑦𝐼

Eq. 7

Módulo de Resiliência (UR): é a capacidade que um corpo possui de

absorver energia quando solicitado e liberar toda esta energia no

momento da descarga, sem gerar deformação permanente. Em outras

palavras, é a capacidade de absorver as tensões sem escoar. É uma

propriedade diretamente ligada à tensão de escoamento e inversamente

relacionada com o módulo de elasticidade. Graficamente, corresponde

à área abaixo da curva Tensão x Deformação, limitada verticalmente por

e (CBCA, 2014).

Módulo de Tenacidade (UT): corresponde a toda energia que pode ser

absorvida por um elemento até o momento anterior à fratura. É uma

propriedade diretamente ligada à tensão de ruptura e inversamente

relacionada com o módulo de elasticidade. Em geral é uma característica

desejável para ferramentas e matrizes. Uma confusão comum ao termo

tenacidade é achar que um material tenaz é também um material duro.

Entre os fatores que afetam a tenacidade do aço estão: tensões internas

(geradas por têmpera drástica, por reaquecimento muito rápido dos aços

temperados, por retificação inadequada, etc.); encruamento; granulação

grosseira; dureza excessivamente alta; segregação anormal; teor de

elementos de liga, exigindo maiores temperaturas de revenido e, em

consequência, contribuindo para maior tenacidade, pela diminuição das

https://pt.wikipedia.org/wiki/Tens%C3%A3o_de_ruptura


tensões internas. Graficamente, corresponde a toda área abaixo da

curva Tensão x Deformação (CBCA, 2014).

3.8. Ensaio de Desgaste

Em setores industriais, onde o desgaste causa parada ou a redução de

produção, além de elevar custos de manutenção, não é suficiente adquirir

conhecimentos apenas em materiais e processos metalúrgicos e/ou mecânicos de

fabricação. É importante pesquisar, estudar e entender os processos de desgaste que

atuam em condições específicas.

Em geral, o desgaste está presente em situações em que há contato e

movimento. Pode ser considerado benéfico ou maléfico, dependendo da ocasião. No

caso de ferramentas de corte, o desgaste é considerado maléfico, sendo visto muitas

vezes como o grande vilão da falha dos equipamentos.

Desgaste é definido pela ASTM G-77 (1991) como: o dano em uma superfície

sólida, envolvendo perda progressiva de massa, devido ao movimento relativo entre

a superfície e o contato com outro material ou materiais. O desgaste abrasivo é um

tipo específico, sendo definido como “o desgaste devido a partículas duras ou

protuberâncias duras forçadas contra e movendo-se ao longo de uma superfície

sólida” (ATSM G40 – 1996).

Este ensaio laboratorial é o que mais se aproxima das condições reais de

campo. Utilizando uma politriz do fabricante Arotec (Figura 42), com um adaptador

para fixação das amostras, os corpos de prova diamantados serão submetidos ao

teste de desgaste que também é conhecido, nessa configuração, por “pino contra

disco”.


Figura 42 – Abrasímetro adaptado do tipo pino contra disco, utilizado nos ensaios de

desgaste (LAMAV/CCT/UENF).

O disco utilizado no desgaste é composto de granito cinza com estrutura

orientada de granulometria entre 4 e 20 mm. As dimensões do disco são de 70 cm de

diâmetro externo, 40 cm interno e espessura de 5 cm. Rotação constante de 620 rpm

será foi utilizada com carga aplicada igual ao próprio peso da amostra somado o peso

do adaptador (200g). O tempo de duração de teste, para cada amostra, foi de 45

minutos. Após este tempo, as amostras foram colocadas para secagem no forno a

200°C durante 2 horas e, posteriormente, seguiram para pesagem em balança de

precisão (10-4 g – fabricante Gehaka). A Equação 8 foi utilizada para o cálculo do

desgaste.

∆𝑀 =𝑀𝐿 − 𝑀𝐹

𝑀𝐿𝑥100

Eq. 8

Onde: ∆M = perda percentual de massa, ML= massa antes do ensaio e MF =

massa após o ensaio.


A fim de escalonar as amostras mais resistentes, serão realizados cálculos de

resistência à abrasão (Equação 9).

𝑅𝐷 =1

∆𝑀

Eq. 9

Onde: RD = resistência ao desgaste ou abrasão.

Foram ensaiadas duas amostras de cada composição. Os dados foram

coletados e corrigidos em termos de área de contato, distância percorrida e desgaste

teórico a fim de se obter resultados mais próximos ao desgaste real.

Foi feita a identificação da área que realmente entrou em contato no processo

de desgaste e calculada a perda de massa referente à mesma. Posteriormente, foram

igualadas, por meio de proporção, as distâncias percorridas. Estes ajustes

possibilitaram uma comparação de resultados em condições iguais de trabalho.

3.9. Ensaio de Dureza Brinell

O método Brinell é um método de medição da dureza, utilizado principalmente

nos materiais metálicos. O teste típico consiste em um penetrador de formato esférico

com 10 mm de diâmetro, feito de aço de elevada dureza ou de Carbeto de Tungstênio.

A carga aplicada varia entre 500 e 3000 kgf e, durante o teste, a carga é mantida

constante por um período entre 10 e 30 segundos.

O número Brinell de dureza (HB) é função da carga aplicada e do diâmetro da

impressão resultante e pode ser obtido através da seguinte relação:

𝐻𝐵 =2𝑃

𝜋𝐷(𝐷 − √𝐷2 − 𝑑2)

Eq. 10

Onde “P” é o valor da carga aplicada (em kgf), “D” é o diâmetro do penetrador e “d” é

o diâmetro da impressão resultante, ambos em milímetros.

https://pt.wikipedia.org/wiki/A%C3%A7o

https://pt.wikipedia.org/wiki/Carbeto_de_tungst%C3%AAnio


Uma das grandes desvantagens do ensaio Brinell é o tamanho do penetrador,

que muitas vezes causa danos consideráveis à peça analisada.

Para garantir um bom resultado, a medição do diâmetro da impressão deve ser

feita em pelo menos duas direções. Além disso, é necessário manter a

relação P/D² constante para obter resultados adequados. A dimensão da dureza

Brinell é MPa.

Foram ensaiadas as 20 amostras e coletados os dados de dureza de cada uma.

Foi utilizado o método dos três pontos nas amostras sem diamantes e o de quatro

pontos nas amostras diamantadas. Foram utilizados os seguintes parâmetros em

concordância com a norma ASTM-A370 (1996):

D = 1/16”;

Q = 3000 kgf;

Esfera de WC;

t = 30 s.

As amostras foram ensaiadas na empresa GT Wire/Cachoeiro de Itapemirim –

ES.

3.10. Microscopia Confocal a Laser

Um microscópio confocal verifica uma amostra sequencialmente ponto a ponto

ou múltiplos pontos de uma só vez. A informação de pixel é reunida em uma imagem.

Como resultado, é possível obter seções óticas com alto contraste e alta resolução

em x, y e z (Wilson, 1990).

A utilização da técnica de microscopia confocal se faz necessária para:

Analisar metalograficamente as matrizes dos compósitos então

produzidos;

Observar o aspecto das fraturas ocorridas nos ensaios mecânicos;

https://pt.wikipedia.org/wiki/Pascal_(unidade)


O equipamento utilizado consiste em um microscópio confocal, fabricado por

Olympus, do modelo LEXT – 3D Ols 4000. Foram analisadas 5 amostras, uma

referente a cada composição.

3.11. Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV)

O microscópio eletrônico de varredura (MEV) é um equipamento capaz de

produzir imagens de alta ampliação (até 300.000 x) e resolução. As imagens

fornecidas pelo MEV possuem um caráter virtual, pois o que é visualizado no monitor

do aparelho é a transcodificação da energia emitida pelos elétrons, ao contrário da

radiação de luz a qual estamos habitualmente acostumados (Kestenbach, 1997).

A utilização do MEV objetivou investigar a disposição dos elementos na matriz

bem como sua superfície fraturada. Foi utilizado nas análises um microscópio

eletrônico de varredura fabricado por Shimadzu, modelo Super Scan SSX-550,

disponível no LAMAV/CCT/UENF. Foram analisadas 4 amostras sendo uma de 2%

B4C, uma de 4%, 5% e 10%.

3.12. Espectroscopia de Raios X por Dispersão de Energia (EDS)

O uso em conjunto do EDX com o MEV é de grande importância na

caracterização petrográfica e estudo petrológico nas geociências. Enquanto o MEV

proporciona nítidas imagens, o EDX permite sua imediata identificação. Além da

identificação mineral, o equipamento ainda permite o mapeamento da distribuição de

elementos químicos por minerais, gerando mapas composicionais de elementos

desejados (Soares, 1993)

Assim, a utilização do MEV como técnica complementar mostra-se de grande

importância e versatilidade, tanto para o estudo da microestrutura, possibilitando a

obtenção de imagens com alta resolução, como também o estudo de propriedades do

material e sua análise química. Desta forma, para coleta de dados acerca dos

constituintes de cada amostra, será utilizado um espectrômetro por dispersão de

energia (EDS) modelo SSX- 550 (LAMAV/CCT/UENF) acoplado ao MEV (Sideris,

2013).


3.13. Preparação das Misturas com Diamantes

Após análise das propriedades mecânicas das diferentes composições, foi

escolhida a melhor mistura e assim, foram incorporados os cristais de diamante, em

um novo processo de produção. A nova mistura foi destinada à preparação de pérolas

diamantadas. A escolha da quantidade de diamantes é baseada na produção

industrial da ABRASDI. O processo de preparo das pérolas foi todo executado na

empresa GT Wire por técnicos locais.

O processo de preparo das pérolas seguiu as seguintes etapas:

Após nova medição dos pós utilizados nas misturas de concentração 2%

B4C, o conjunto seguiu para o processo de granulação, onde os grãos

são peneirados. Posteriormente, a nova composição seguiu para o

misturador industrial, onde permaneceu por três horas.

Após feita a granulação e mistura, foram adicionados os cristais de

diamante FEPA 40, com 1,76 ct/cm³. Na mistura foi adicionado 300

quilates de diamante, sendo 60% deste valor na granulometria 40-50,

10% sendo 50-60 e 30% com 35-40.

A mistura foi encaminhada para a fase de estamparia, onde o pó é

prensado mecanicamente a frio para que adquira a forma geométrica

desejada (Figura 43 – a).

As amostras são encaixadas em torno de cilindros de aço recoberto com

latão, com diâmetro compatível com o fio a ser produzido (Figura 43 –

b).

Após esta etapa, as peças são encaminhadas ao processo de

sinterização (Figura 43 – c) em forno industrial com três zonas. Na zona

1 a temperatura foi de 510°C, na zona 2, 780°C e na zona 3, 940°C. o

tempo de sinterização é controlado pela velocidade da esteira que leva

as amostras para o interior do forno, neste caso, 60mm/min.

Para o caso de materiais não auto-soldantes, é necessário adicionar

manualmente e individualmente cordões de solda nas pérolas (Figura 43

– d).


Foram produzidas 720 pérolas (Figura 44 – a) e montado um fio

diamantado, para corte de chapas de 1cm, 1,5cm e 2cm.

Após o encaixe das pérolas no fio, este seguiu para o processo de

plastificação (Figura 44 – b).

Figura 43 - (a) forma adquirida após prensagem a frio; (b) adição de cilindro de aço-latão; (c)

sinterização em forno industrial; (d) pérola com e sem cordão de solda.

Figura 44 - (a) pérolas prontas para corte; (b) fio diamantado plastificado.


Após obtenção das pérolas diamantadas, foram feitos ensaio de dureza e

densidade, a fim de obter as inerentes propriedades deste material.

81 CAPÍTULO IV – Resultados e Discussão

CAPÍTULO IV – Resultados e Discussão

4. Densidade

Utilizando a regra da mistura e a densidade do B4C igual a 2,51 g/cm³, tem-se:

𝜌𝑏𝑎𝑠𝑒 =(𝑚𝐹𝑒 + 𝑚𝐶𝑢 + 𝑚𝑁𝑖 + 𝑚𝑆𝑛 + 𝑚𝑊𝐶)

(𝑚𝐹𝑒

𝜌𝐹𝑒+

𝑚𝐶𝑢

𝜌𝐶𝑢+

𝑚𝑁𝑖

𝜌𝑁𝑖+

𝑚𝑆𝑛

𝜌𝑆𝑛+

𝑚𝑊𝐶

𝜌𝑊𝐶)

𝜌𝑏𝑎𝑠𝑒 =(100)

(39

7,86+

358,96

+188,9

+6

7,3+

215,7

)= 8,45 𝑔/𝑐𝑚³

𝜌 =(𝑚𝑚 + 𝑚𝐵4𝐶)

(𝑚𝑚

𝜌𝑚+

𝑚𝐵4𝐶

𝜌𝐵4𝐶)

Para a composição com adição de 2% de B4C, tem-se 98% de mistura e 2% de

aditivo. Assim:

𝜌2% =(100)

(98

8,45+

22,51

) 𝜌2% = 8,068 𝑔/𝑐𝑚³

Nesta composição, os corpos de prova M1, M2, M3 e M4, em função da

porcentagem de cada componente da mistura, terão as seguintes quantidades de

cada elemento em sua massa total:

𝑚𝑇𝑂𝑇𝐴𝐿 = 𝜌𝑉 = 8,45𝑥1,872 = 15,103 𝑔

Assim, utilizando 2% de B4C para compor a massa total de 15,103g, tem-se:

Massa de B4C = 2% de 15,103g = 0,303g

Massa da base = 15,103 – 0,303 = 14,800g

Massa de Ferro = 39% de 14,800 = 5,772g

Massa de Cobre = 35% de 14,800 = 5,180g


Massa de Níquel = 18% de 14,800 = 2,664g

Massa de estanho = 6% de 14,800 = 0,888g

Massa de Carbeto de Tungstênio = 2% de 14,800 = 0,296g

Assim, este procedimento de cálculo foi repetido variando-se a adição de B4C

e a porcentagem da base, referentes as demais misturas mencionadas. Os resultados

são apresentados na Tabela 7 e 8 e na Figura 45:

Tabela 7 - Densidade teórica média das misturas

% B4C MISTURAS DENSIDADE

(g/cm³)

VOLUME

(cm³)

MASSA

B4C (g)

MASSA

BASE (g)

2 M1-M4 8,068 1,872 0,302 14,801

4 M5-M8 7,720 1,872 0,578 13,874

5 M9-M12 7,550 1,872 0,707 13,427

8 M13-M16 7,104 1,872 1,064 12,235

10 M17-M20 6,830 1,872 1,279 11,507

TOTAL 15,717 263,376

Figura 45 - Densidade teórica média das misturas

6,000

6,500

7,000

7,500

8,000

8,500

0% 2% 4% 6% 8% 10% 12%

De

nsi

dad

e (

g/cm

³)

B4C

DENSIDADE TEÓRICA


Tabela 8 - Massa referente a cada composição e elemento utilizado nas diferentes misturas.

ELEMENTO % M1-M4 M5-M8 M9-M12 M13-16 M17-M20 MASSA

TOTAL

Fe 39 5,772 5,411 5,236 4,772 4,488 102,716

Cu 35 5,180 4,856 4,699 4,282 4,028 92,181

Ni 18 2,664 2,497 2,417 2,202 2,071 47,408

Sn 6 0,888 0,832 0,806 0,734 0,690 15,803

WC 2 0,296 0,277 0,269 0,245 0,230 5,268

TOTAL 100 14,801 13,874 13,427 12,235 11,507 263,376

Após a extração dos segmentos do molde de sinterização, os mesmos foram

levados ao Laboratório de Materiais Avançados da UENF (LAMAV/UENF) para que

fossem aferidas suas dimensões, através de paquímetro, e massa, utilizando

balança de precisão. As medições encontradas estão presentes na Tabela 9.

As amostras foram submetidas ao ensaio de densidade em acordo com o

método de Arquimedes (Figura 46), a densidade aparente de cada corpo de prova foi

determinada através da Equação 10 e os resultados são mostrados na Tabela 10 e

representados no gráfico contido nas Figura 47.

𝜌𝑎 =𝑀𝑠

(𝑀𝑢 − 𝑀𝑖)

Eq. 10

Onde: ρa = densidade aparente, Ms = massa seca, Mu = massa úmida e Mi

= massa imersa.


Tabela 9 - Medidas da amostra seca

AMOSTRA MASSA SECA B (mm) H (mm) L (mm) VOLUME

(cm³)

M1 15,125 17,560 3,000 38,840 2,046

M2 15,096 17,500 3,000 39,000 2,048

M3 15,120 17,460 3,000 38,940 2,040

M4 15,098 17,480 3,000 38,840 2,037

DESVPAD 0,015 0,043 0,000 0,079 0,005

M5 14,468 17,600 3,000 38,900 2,054

M6 14,479 17,560 3,000 38,840 2,046

M7 14,470 17,560 3,000 38,900 2,049

M8 14,507 17,560 3,000 38,840 2,046

DESVPAD 0,018 0,020 0,000 0,035 0,004

M9 14,151 17,600 3,000 38,840 2,051

M10 14,175 18,000 3,000 38,840 2,097

M11 14,134 17,760 3,000 38,940 2,075

M12 14,179 17,900 3,000 38,800 2,084

DESVPAD 0,021 0,174 0,000 0,060 0,020

M13 13,316 18,000 3,000 38,900 2,101

M14 13,334 17,860 3,000 38,900 2,084

M15 13,319 17,860 3,000 38,900 2,084

M16 13,340 17,940 3,000 38,900 2,094

DESVPAD 0,012 0,068 0,000 0,000 0,008

M17 12,844 18,000 3,000 38,840 2,097

M18 12,840 18,000 3,000 38,960 2,104

M19 12,854 18,140 3,000 38,840 2,114

M20 12,845 18,000 3,000 38,860 2,098

DESVPAD 0,006 0,070 0,000 0,057 0,007


Tabela 10 - Densidade aparente

AMOSTRA MASSA SECA MASSA ÚMIDA MASSA

IMERSA

DENSIDADE

APARENTE

M1 15,125 15,188 13,195 7,589

M2 15,096 15,182 13,164 7,481

M3 15,120 15,188 13,167 7,481

M4 15,098 15,168 13,150 7,482

DESVPAD 0,015 0,009 0,019 0,054

M5 14,468 14,580 12,537 7,082

M6 14,479 14,595 12,572 7,157

M7 14,470 14,572 12,537 7,111

M8 14,507 14,596 12,588 7,225

DESVPAD 0,018 0,012 0,026 0,062

M9 14,151 14,255 12,222 6,961

M10 14,175 14,286 12,230 6,894

M11 14,134 14,210 12,189 6,994

M12 14,179 14,301 12,249 6,910

DESVPAD 0,021 0,040 0,025 0,046

M13 13,316 13,451 11,389 6,458

M14 13,334 13,493 11,402 6,377

M15 13,319 13,457 11,397 6,466

M16 13,340 13,508 11,376 6,257

DESVPAD 0,012 0,028 0,011 0,097

M17 12,844 13,000 10,914 6,157

M18 12,840 13,005 10,915 6,144

M19 12,854 13,015 10,915 6,121

M20 12,845 13,013 10,919 6,134

DESVPAD 0,006 0,007 0,002 0,015


Figura 46 - Densidade média aparente

A partir do cálculo da densidade aparente e a teórica foi obtida a densidade

relativa (ρR) ou densificação das amostras através da Equação 11 (Halliday, 1996).

Os resultados são descritos na Tabela 11 e representados no gráfico contido na Figura

47.

𝜌𝑅 =𝜌𝑎

𝜌𝑇

Eq. 11

Onde: ρa = Densidade aparente e ρt = Densidade teórica.

Figura 47 - Densidade média Relativa por composição.

6,000

6,200

6,400

6,600

6,800

7,000

7,200

7,400

7,600

7,800

8,000

0,0% 2,0% 4,0% 6,0% 8,0% 10,0% 12,0%

Den

sid

ade

(g/c

m³)

B4C

DENSIDADE MÉDIA APARENTE

0,880

0,890

0,900

0,910

0,920

0,930

0,940

0,0% 2,0% 4,0% 6,0% 8,0% 10,0% 12,0%

Den

sid

ade

(g;c

m³)

B4C

DENSIDADE MÉDIA RELATIVA


Tabela 11 - Densidade relativa.

AMOSTRA

DENSIDADE

TEÓRICA

(g/cm³)

DENSIDADE

APARENTE

DENSIDADE

RELATIVA

M1 8,068 7,589 0,941

M2 8,068 7,481 0,927

M3 8,068 7,481 0,927

M4 8,068 7,482 0,927

DESVPAD 0,000 0,054 0,007

M5 7,720 7,082 0,917

M6 7,720 7,157 0,927

M7 7,720 7,111 0,921

M8 7,720 7,225 0,936

DESVPAD 0,000 0,062 0,008

M9 7,550 6,961 0,922

M10 7,550 6,894 0,913

M11 7,550 6,994 0,926

M12 7,550 6,910 0,915

DESVPAD 0,000 0,046 0,006

M13 7,104 6,458 0,909

M14 7,104 6,377 0,898

M15 7,104 6,466 0,910

M16 7,104 6,257 0,881

DESVPAD 0,000 0,097 0,014

M17 6,830 6,157 0,901

M18 6,830 6,144 0,899

M19 6,830 6,121 0,896

M20 6,830 6,134 0,898

DESVPAD 0,000 0,015 0,002

A porosidade aparente das amostras foi calculada pela Equação 12 (Halliday,

1996) e os resultados são apresentados na Figura 48.


𝑃𝑎 =𝑀𝑢 − 𝑀𝑠

𝑀𝑢 − 𝑀𝑖

Eq. 12

Onde: Pa = porosidade aparente, Ms = massa seca, Mu = massa úmida e Mi

= massa imersa.

Figura 48 - Porosidade média por composição.

Em termos de porosidade, foi verificada que a composição de 2% apresenta

uma menor quantidade de poros, o que a caracteriza como melhor neste aspecto.

Consequentemente, foi a composição que incorporou a menor quantidade de água,

devido à menor quantidade de poros presentes. Foi determinada a massa de água

incorporada em cada amostra e a curva de densificação (Figura 49), cujos valores

estão presentes, além da porosidade, anteriormente mencionada, na Tabela 12. Visto

que a densificação do material diretamente ligada à sua porosidade, o material que

apresentou melhor densificação foi o que contém 2% de Carbeto de Boro.

Esta composição apresentou uma porosidade média de 6,223% com desvio

padrão de 0,859 e densificação de 93,062% com desvio padrão de 0,668. A liga obtida

por Sideris, (2012), cuja densificação foi em média 91,98% com desvio padrão de 1,30

e porosidade 5,82% com desvio padrão de 1,63, possui a mesma porcentagem de

Carbeto de Boro, porém um elemento a mais na matriz, o Cobalto. Assim, pode-se

dizer que a ausência do Cobalto não modificou de maneira relevante o processo de

densificação e o surgimento de poros na amostra.

3

5

7

9

11

13

15

0% 2% 4% 6% 8% 10% 12%

PO

RO

SID

AD

E (%

)

% B4C

POROSIDADE


Tabela 12 - Densificação

AMOSTRA

MASSA DE H2O

INCORPORADA

(g)

POROSIDADE (%) DENSIFICAÇÃO

(%)

M1 0,063 5,473 94,064

M2 0,086 7,457 92,720

M3 0,068 5,895 92,730

M4 0,070 6,069 92,733

DESVPAD 0,010 0,859 0,668

M5 0,112 9,631 91,732

M6 0,116 9,992 92,710

M7 0,102 8,776 92,106

M8 0,089 7,676 93,583

DESVPAD 0,012 1,030 0,808

M9 0,104 8,917 92,194

M10 0,111 9,503 91,317

M11 0,076 6,519 92,630

M12 0,122 10,449 91,521

DESVPAD 0,020 1,675 0,606

M13 0,135 11,430 90,904

M14 0,159 13,436 89,764

M15 0,138 11,687 91,013

M16 0,168 14,148 88,078

DESVPAD 0,016 1,326 1,364

M17 0,156 13,097 90,150

M18 0,165 13,848 89,949

M19 0,161 13,502 89,619

M20 0,168 14,097 89,812

DESVPAD 0,005 0,434 0,224


Figura 49 - Curva de densificação

Em relação às perolas diamantadas, foi determinada a densidade verde de três

amostras, cujos valores seguem na Tabela 13.

Tabela 13 - Densidade Pérolas Diamantadas

4.1. Flexão

Os segmentos pós flexão são mostrados nas Figura 50 a 52.

88

89

90

91

92

93

94

95

0% 2% 4% 6% 8% 10% 12%

DEN

SIFI

CA

ÇÃ

O(%

)

% B4C

DENSIFICAÇÃO

AMOSTRA MASSA SECA

(g)

DENSIDADE VERDE

(g/cm³)

1 1,240 0,93

2 1,260 0,97

3 1,250 0,94


Figura 50 - Detalhe das fraturas obtidas no ensaio de flexão: Amostras 1 a 8.




Pode-se observar que a propagação das trincas fica mais linear quando a

porcentagem de adição de B4C aumenta na mistura. Isso induz ao raciocínio de que

o aumento de Carbeto de Boro na composição reduz a resistência à flexão da

mesma. Trincas retilíneas se propagam com maior facilidade ao longo da peça,

gerando um rompimento mais rápido do que o causado por trincas que se propagam

com sinuosidades. Neste segundo caso a linha de tensão percorre um maior

caminho para causar a fratura do elemento. São relacionados o diagrama e as

tabela referente à conversão da amostra M1 está contida na Figura 53 e Tabela 14.

As demais amostras foram convertidas seguindo o mesmo princípio e podem ser

verificadas no anexo 1.

Amostra M1:

Tabela 14 - Conversão dos valores obtidos no ensaio de flexão.

FORÇA

(N)

∆L

(mm)

ÁREA

(mm²)

MOMENTO

MÁXIMO

(N.m)

MOMENTO

DE INÉRCIA

(mm4)

POSIÇÃO

DA LINHA

NEUTRA

(mm)

TENSÃO

(MPa)

DEFORMAÇÃO

(%)

100 0,020 52,680 0,750 39,510 1,500 28,474 0,007

200 0,045 52,680 1,500 39,510 1,500 56,948 0,015

300 0,065 52,680 2,250 39,510 1,500 85,421 0,022

400 0,085 52,680 3,000 39,510 1,500 113,895 0,028

500 0,110 52,680 3,750 39,510 1,500 142,369 0,037

600 0,125 52,680 4,500 39,510 1,500 170,843 0,042

700 0,145 52,680 5,250 39,510 1,500 199,317 0,048

800 0,170 52,680 6,000 39,510 1,500 227,790 0,057

900 0,190 52,680 6,750 39,510 1,500 256,264 0,063

1000 0,220 52,680 7,500 39,510 1,500 284,738 0,073

1100 0,250 52,680 8,250 39,510 1,500 313,212 0,083

1200 0,285 52,680 9,000 39,510 1,500 341,686 0,095

1300 0,305 52,680 9,750 39,510 1,500 370,159 0,102

1400 0,390 52,680 10,500 39,510 1,500 398,633 0,130

1500 0,470 52,680 11,250 39,510 1,500 427,107 0,157

1600 0,565 52,680 12,000 39,510 1,500 455,581 0,188

1672,8 0,675 52,680 12,546 39,510 1,500 476,310 0,225


Figura 53- Curva Tensão x Deformação - M1

Através do diagrama acima pode-se observar o limite de proporcionalidade

destacado em vermelho. Este ponto corresponde ao início de escoamento do material,

ou seja, Tensão de Escoamento. As propriedades dos materiais referentes à todas as

composições foram calculadas e são exibidas na Tabela 15 e comparadas nos

gráficos das Figuras 54 a 59.

0

100

200

300

400

500

600

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25

TEN

SÃO

(M

Pa)

DEFORMAÇÃO (%)

FLEXÃO - M1


Tabela 15 - Propriedades Referentes a todas as composições.

AMOSTRAS

TENSAO DE

ESCOAMENTO

(GPa)

TENSÃO

DE

RUPTURA

(GPa)

MÓDULO DE

ELASTICIDADE

(GPa)

MÓDULO DE

TENACIDADE

(GJ/m³)

MÓDULO

DE

RESILIÊNCIA

(GJ/m³)

M1 313,212 476,310 135,938 834,463 360,831

M2 313,212 479,175 132,332 867,549 370,665

M3 313,212 419,251 134,305 654,375 365,220

M4 313,212 449,583 135,938 743,443 360,831

M5 284,738 410,344 134,950 623,869 300,392

M6 284,738 410,344 140,432 599,514 288,665

M7 284,738 402,323 110,852 730,093 365,695

M8 284,738 409,701 121,157 692,715 334,589

M9 256,264 394,011 154,475 502,490 212,562

M10 256,264 366,220 146,345 458,223 224,372

M11 256,264 367,744 140,105 482,624 234,366

M12 256,264 349,196 131,999 461,889 248,757

M13 187,282 288,946 143,255 291,405 122,420

M14 182,878 287,372 127,806 323,079 130,840

M15 187,282 295,751 128,435 340,517 136,546

M16 182,878 305,641 167,130 279,472 100,054

M17 156,606 236,050 139,281 200,025 88,043

M18 156,606 229,963 140,576 188,094 87,232

M19 156,606 241,642 141,602 206,179 86,600

M20 156,606 260,789 147,987 229,786 82,863

No entanto, das composições analisadas, a que obteve maior módulo de

elasticidade foi a referente a 4% de B4C, atingindo um valor médio de 143,231 GPa.

Nas outras propriedades analisadas, a mistura com 2% de B4C foi superior às demais.

As propriedades médias relativas às diferentes composições são comparadas

nos gráficos das Figuras 54 a 58. A liga com melhor comportamento geral foi a com

adição de 2% de Carbeto de Boro, atingindo uma tensão média de escoamento de

313,212 MPa e tensão média de ruptura equivalente a 456,080 MPa. Quando


comparada à liga desenvolvida por Sideris (2012), a mencionada composição

apresente maior limite de escoamento e menor tensão de ruptura, o que acarreta em

uma menor tenacidade, além de maior módulo de elasticidade, atingindo um valor

acima do dobro da mistura contendo Cobalto.

Figura 54 - Tensão de Escoamento média por composição.

Figura 55 - Tensão de Ruptura média por composição.

0

50

100

150

200

250

300

350

0% 2% 4% 6% 8% 10% 12%

TEN

SÃO

(M

Pa)

% B4C

LIMITE DE ESCOAMENTO

200

250

300

350

400

450

500

0% 2% 4% 6% 8% 10% 12%

TEN

SÃO

(M

Pa)

% B4C

LIMITE DE RUPTURA


Figura 56 – Módulo de Elasticidade Longitudinal. Média por composição.

Figura 57 – Módulo de Tenacidade. Média por composição

50

70

90

110

130

150

170

190

38,750 38,800 38,850 38,900 38,950 39,000 39,050

TEN

SÃO

(M

Pa)

% B4C

MÓDULO DE ELASTICIDADE

100

300

500

700

900

38,750 38,800 38,850 38,900 38,950 39,000 39,050

ENER

GIA

(G

J/m

³)

% B4C

MÓDULO DE TENACIDADE


Figura 58 – Módulo de Resiliência. Média por composição

4.2. Desgaste

O teste de desgaste (Figura 59) foi feito utilizando duas amostras de cada

composição. Os resultados são exibidos na Tabela 16.

Figura 59 – Teste de desgaste.

50

150

250

350

450

0% 2% 4% 6% 8% 10% 12%

ENER

GIA

(G

J/m

³)

% B4C

MÓDULO DE RESILIÊNCIA


Tabela 16 - Resistência à abrasão.

AMOSTRA

MASSA PRÉ

DESGASTE (g)

MASSA PÓS

DESGASTE

(g)

PERDA DE

MASSA (%)

RESISTÊNCIA

À ABRASÃO

I II I II I II

M3 7,538 7,074 - 6,954 1,943 0,515

M4 6,608 8,497 - 8,454 0,760 1,316

DESVPAD 0,823 0,822 1,061 0,837 0,567

M5 7,351 7,131 7,294 - 1,257 0,796

M7 7,558 6,919 7,541 - 0,258 3,881

DESVPAD 0,647 0,662 0,175 0,706 2,182

M9 6,255 7,905 - 7,894 0,305 3,275

M11 6,553 7,583 - 7,569 0,211 4,729

DESVPAD 0,580 0,571 0,230 0,066 1,028

M14 6,212 7,132 6,202 - 0,218 4,580

M16 7,148 6,202 7,135 - 0,351 2,853

DESVPAD 0,491 0,484 0,660 0,093 1,221

M17 6,362 6,493 - 6,485 0,141 7,085

M20 6,086 6,771 6,763 0,135 7,389

DESVPAD 0,183 0,190 0,197 0,004 0,214

Figura 60 – Massa pré e pós ensaio de desgaste em função do teor de B4C.

6,2

6,6

7

7,4

7,8

2% 4% 5% 8% 10%

Mas

sa (

g)

% B4C

VARIAÇÃO DE MASSA

pré-desgaste pós-desgaste


Figura 61 – Variação de desgaste e resistência à abrasão em função do teor de B4C.

A composição que apresentou menor perda de massa e, consequentemente maior

resistência à abrasão foi a referente a 10% de B4C, devido à alta dureza deste aditivo.

Na Figura 60 e 61 são representadas as massas dos segmentos antes e após o ensaio

de desgaste as curvas de perda de massa e resistência à abrasão.

4.3. Dureza

Os parâmetros encontrados no ensaio de dureza das amostras sem diamantes são

relacionados na Tabela 17. As medidas apresentadas correspondem às marcações

horizontais e verticais na peça, mostradas na Figura 62. Nas Figuras 63 a 67 são

mostrados os valores de dureza obtidos em cada ponto, variando a composição de

B4C.

Figura 62 – Pontos testados no ensaio de dureza.

0

2

4

6

8

0% 2% 4% 6% 8% 10% 12%

% B4C

DESGASTE

Desgaste Resistência à Abrasão


Tabela 17 - Resultados de Dureza Brinell para composições sem diamante.

AMOSTRA DUREZA (H) DUREZA (V)

M1 65,200 64,900 65,500 71,200 69,900

M2 60,200 64,300 58,700 64,000 67,800

M3 55,400 52,100 64,300 59,000 61,700

M4 56,100 59,000 61,100 64,000 70,700

DESVPAD 4,511 5,941 3,088 5,021 4,071

MÉDIA 59,225 60,075 62,400 64,550 67,525

M5 62,100 53,200 64,500 64,200 70,200

M6 59,300 60,800 60,500 72,300 68,900

M7 56,800 63,400 63,900 64,100 76,700

M8 62,100 61,200 59,400 73,000 75,800

DESVPAD 2,551 4,449 2,506 4,916 3,922

MÉDIA 60,075 59,650 62,075 68,400 72,900

M9 65,600 65,400 76,100 76,800 70,700

M10 55,900 58,900 57,000 69,600 58,200

M11 65,600 64,800 68,500 61,600 76,400

M12 60,600 65,900 60,100 72,000 60,900

DESVPAD 4,657 3,264 8,617 6,350 8,483

MÉDIA 61,925 63,750 65,425 70,000 66,550

M13 56,600 56,000 72,900 75,500 74,000

M14 53,500 57,900 52,400 68,800 75,200

M15 61,500 68,100 67,300 62,400 78,000

M16 62,000 63,400 68,800 78,200 74,000

DESVPAD 4,075 5,486 8,952 7,087 1,887

MÉDIA 58,400 61,350 65,350 71,225 75,300

M17 70,400 71,100 71,400 66,300 78,000

M18 56,400 55,300 57,800 75,800 78,200

M19 55,800 58,700 52,100 73,300 78,700

M20 65,200 64,200 69,300 63,600 79,500

DESVPAD 7,085 6,904 9,231 5,743 0,668

MÉDIA 61,950 62,325 62,650 69,750 78,600


Figura 63 – Dureza referente à composição contendo 2% de B4C.


53,00

56,00

59,00

62,00

65,00

68,00

71,00

74,00

0 1 2 3 4 5 6

DU

REZ

A (

HB

)

PONTOS TESTADOS

DUREZA BRINELL 2% B4C

53,00

56,00

59,00

62,00

65,00

68,00

71,00

74,00

77,00

0 1 2 3 4 5 6

DU

REZ

A (

HB

)

PONTOS TESTADOS


53,00

56,00

59,00

62,00

65,00

68,00

71,00

74,00

77,00

0 1 2 3 4 5 6

DU

REZ

A (

HB

)

PONTOS TESTADOS





Figura 67 – Dureza referente à composição contendo 10% de B4C

As amostras apresentaram, em geral, variação de dureza ponto a ponto. Isso

pode ocorrer tanto devido à heterogeneidade da composição quanto ao deslocamento

da linha neutra ao longo do segmento.

A amostra contendo a maior quantidade de B4C apresentou maior índice de

dureza, fato este esperado, devido à alta dureza do aditivo utilizado.

Foi feito o ensaio Brinell em três pérolas diamantadas, com a composição de

2% de B4C. Os resultados obtidos são mostrados na Tabela 18 e no gráfico da Figura

68.

53,00

56,00

59,00

62,00

65,00

68,00

71,00

74,00

77,00

80,00

0 1 2 3 4 5 6

DU

REZ

A (

HB

)

PONTOS TESTADOS


53,00

56,00

59,00

62,00

65,00

68,00

71,00

74,00

77,00

80,00

0 1 2 3 4 5 6

DU

REZ

A (

HB

)

PONTOS TESTADOS



Figura 68 – Dureza medida em quatro pontos da pérola diamantada - MÉDIA.

4.4. MEV e Confocal

A caracterização das amostras analisadas no MEV e Confocal foi feita em conjunto,

comparando as imagens e características.

No MEV Foram analisadas 4 amostras. Os resultados são expostos e comentados

a seguir:

Amostra M2 (2% B4C)

A Figura 69 (MEV) traz a superfície fraturada da amostra de 2% B4C. Pode-se

observar a partícula de Carbeto de Tungstênio em maior dimensão e a liga, com

menor granulometria, composta em sua maioria por Ferro e Cobre. A fratura ocorreu

nos contornos de grão das partículas de WC, o que colabora para um aumento da

resistência à fratura da liga. O WC é conhecido por sua grande resistência á abrasão,

como comprovado nesta análise. Foi feito o EDS em dois pontos da região analisada,

mostrados nas Figuras 70 e 71. Na primeira situação, referente ao ponto 1, pode-se

observar o pico de W e C, o que caracteriza o Carbeto de Tungstênio. Na seguinte

situação, correspondente ao ponto 2, observam-se os picos referentes aos demais

elementos da matriz.

86,000

88,000

90,000

92,000

94,000

96,000

0 1 2 3 4 5

DU

REZ

A (

HB

)

PONTOS DE DESGASTE

DUREZA BRINELL PÉROLA


Figura 69 - MEV referente à amostra contendo 2% de B4C. Em destaque o grão de WC.

Figura 70 - EDS da amostra contendo 2% de B4C.



Na Figura 72 pode-se observar a região analisada com menor aumento,

destacando-se os cristais de WC e B4C em relação à matriz. Pode-se perceber que a

fratura na peça também contornou o grão de B4C, provavelmente devido à sua alta

dureza e resistência à abrasão. Observa-se uma camada de matriz prendendo

Carbeto de Boro à amostra, fato este que colabora para uma possível boa aderência

deste elemento aos demais componentes da liga.


WC e B4C.


Foi feito o mapeamento da região analisada e os resultados são exibidos na

Figura 73. Analisando a distribuição dos elementos na matriz, pode-se perceber a

possível homogeneidade na distribuição dos mesmos na amostra. É notável também

uma camada de Oxigênio em torno do cristal de B4C, provavelmente originária da

oxidação que a região da fratura sofreu principalmente durante o processo de

desgaste, devido à presença de água no ensaio.

Figura 73 - Mapeamento feito por EDS na amostra contendo 2% de B4C.

A Figura 74 traz a imagem obtida por Microscopia Confocal da superfície da trinca.

Pode-se observar a mudança de direção no caminho da fratura, fato que sugere a

presença de partículas de WC e B4C nestes pontos. Devido à grande resistência


mecânica destes elementos, a trinca se propaga de maneira intergranular,

contornando os grãos, o que gera um desvio de orientação, já que essa se propaga

sempre através da região com menor resistência.

As regiões selecionadas são poros superficiais, com considerável variação de

tamanho. Esta composição foi a que apresentou menor porosidade média.

Figura 74 - Superfície da trinca obtida no ensaio de flexão. Foto Confocal. Em destaque

poros superficiais.

Amostra M5 (4% B4C)

A Figura 75 traz a superfície fraturada da amostra de 4% B4C. Assim como

analisado na composição de 2% B4C, observa-se a partícula de Carbeto de

Tungstênio em destaque, a liga com menor granulometria, e o cristal de B4C

completamente aderido a esta. A disposição desta composição é bastante semelhante

à de M2, diferenciando-se somente na quantidade de Carbeto de Boro identificados

na área analisada. Estes dados indicam que a fratura pode ter ocorrido nos contornos

de grão das partículas de WC e B4C.



WC e B4C.

As Figuras 76 e 77 destacam, respectivamente, a presença do Carbeto de Boro e

Carbeto de Tungstênio. Percebe-se que B4C possui melhor aderência à matriz do que

o WC, fato que pode colaborar para a melhoria da densificação destas composições

e resistência à abrasão e desprendimento deste elemento da matriz.

Foi feita análise EDS em uma região da Figura 76 e duas regiões da Figura 77. Na

primeira, pode-se constatar o pico de Boro (Figura 78), caracterizando o grão de B4C.

Na segunda análise, foram encontrados picos de Tungstênio no ponto 1 (Figura 79),

caracterizando o WC, além de um pico maior de Ferro e varios picos menores de

Cobre, Estanho e Níquel, no ponto 2 (Figura 80), todos elementos pertencentes à

matriz.


Figura 76 - MEV referente à amostra contendo 4% de B4C. Em destaque a partícula de WC.

Figura 77 - MEV referente à amostra contendo 4% de B4C. Em destaque a partícula de B4C.






Com auxílio da Microscopia Confocal foi possível analisar o percurso da trinca

produzida na presente amostra (Figura 81). Ocorreu o mesmo desvio de direção visto

em M2, que também pode ter sido causado pela presença dos grãos altamente

resistentes de WC e B4C.

Figura 81 - Superfície da trinca obtida no ensaio de flexão. Foto Confocal.

Amostra M9 (5% B4C)

Com a composição de 5% de B4C, a amostra apresentou um melhor resultado

de sinterização de seus grãos, o que pode ser observado pela matriz pouco granulada

(Figura 82). Este fato pode acarretar em uma melhora vista na resistência à abrasão

desta mistura, quando comparada a menores quantidades de B4C. Pode-se observar

a presença do grão de WC, pouco envolvido pela matriz, ao contrário do B4C, que se

encontra envolto pelos demais elementos sinterizados.

Foi feita análise de EDS na região marcada pelo número 1 a fim de se identificar

qual elemento se prendeu superficialmente ao grão de Carbeto de Boro, mostrado no

fundo da figura. Esta análise apresentou picos principalmente de Níquel e Cobre, além

de pequenas quantidades de Estanho e Ferro, como pode ser observado na Figura

83.



WC e B4C.

Figura 83 - EDS referente ao ponto 1, na amostra contendo 5% de B4C.

Com auxílio da Microscopia Confocal foi possível analisar o percurso da trinca

produzida na presente amostra (Figura 84). Ocorreu o mesmo desvio de direção visto

em M2, porém em menor escala. Este fato pode justificar a redução de resistência à

flexão desta amostra, visto que a tensão se propagou de forma menos sinuosa,

percorrendo um menor caminho e causando a fratura mais rapidamente, quando

comparada à melhor composição (2% B4C).


Figura 84 - Superfície da trinca obtida no ensaio de flexão. Foto Confocal

Amostra M19 (10% B4C)

A composição analisada neste item apresentou uma única propriedade superior às

outras composições: resistência ao desgaste. Desta forma, foi utilizado o MEV para

investigar a área desgastada. Pode-se observar que os grãos de WC sofreram pouca

abrasão, devido à sua já mencionada resistência a este fenômeno. As partículas de

B4C e os demais componentes da matriz foram desgastados de maneira quase

uniforme. Desta forma, pode-se sugerir que a presença de Carbeto de Boro na mistura

reduz a eficiência das propriedades do material, como Tensão de Escoamento, Limite

de Ruptura e Módulo de Young. No entanto aumenta a resistência ao atrito, como

pode ser observado na Figura 85.



por MEV.

Observa-se também, de acordo com a referência de tamanho dos grãos, que

provavelmente os grãos de WC com maior dimensão se desprenderam da matriz, pois

na Figura 86 apresentada, comparando com as outras composições, as partículas

deste elemento se encontram visivelmente menores. Observa-se também nesta

imagem uma cavidade nas proximidades deste grão, o que reforça a possibilidade de

pull out.


por MEV.


Foi verificado através do confocal a propagação da trinca no ensaio de flexão desta

amostra (Figura 87). Foi constatada uma pequena mudança de direção no caminho

da trinca. Isto pode ser consequência da maior quantidade de Carbeto de Boro

presente na mistura, fato mencionado anteriormente que pode influenciar na

resistência à fratura do material. A trinca se propagou de forma quase linear, o que

facilita a ruptura do segmento.

Figura 87 - Superfície da trinca obtida no ensaio de flexão. Foto Confocal

116 CAPÍTULO V – Conclusão

CAPÍTULO V – Conclusão

1. Com relação à liga composta por Fe-Cu-Ni-Sn-WC + 2%B4C:

Em geral, foi a liga que apresentou melhor comportamento nos aspectos

analisados;

Apresentou os maiores valores de Módulo de Elasticidade, Tensão de

Escoamento e Tensão de Ruptura dentre as composições analisadas;

Em relação à extração do Cobalto da matriz, foi verificada a eficiência em

relação às tensões de escoamento e ruptura da composição contendo 2%

de B4C, com valores médios de E = 313 MPa e R = 456 MPa;

Comparado a ligas comerciais, a presente liga é classificada como aço de

alta resistência;

Os altos valores de escoamento e ruptura atingidos em relação à flexão

possibilita a utilização deste material como componente estrutural em

projetos de engenharia, para elementos sujeitos a esforços axiais e

momento fletor;

A densificação não sofreu ganhos significantes quando comparada à

mesma composição contendo Cobalto;

A liga apresentou a menor resistência ao desgaste quando comparada às

demais misturas;

Apresentou melhor resistência à flexão, com a trinca se propagando por

caminhos sinuosos, provavelmente desviados pelos grãos de WC.

2. Com relação à liga composta por Fe-Cu-Ni-Sn-WC + 10%B4C:

Apresentou os menores valores de Módulo de Elasticidade, Tensão de

Escoamento e Tensão de Ruptura dentre as composições analisadas;

Obteve a maior Resistência à Abrasão comparada às outras misturas

executadas. Esta resistência pode estar ligada ao maior teor de B4C.

Apresentou um possível desprendimento dos grãos de WC da matriz

durante o processo de desgaste, ao contrário das partículas de B4C, que se

mostraram totalmente inseridas na matriz.

117 CAPÍTULO V – Conclusão

Obteve melhor resultado de sinterização, apresentando matriz pouco

granulada e bastante compactada.

3. Com relação ao fio diamantado:

Considerando que o cabo comercial faz 50 cortes e o cabo experimental

produzido a partir desta dissertação conseguiu produzir 20 cortes, acredita-

se que com algumas melhorias tais como, aumento da resistência ao

desgaste além de utilizar diamantes recobertos pode-se, eventualmente,

chegar a um cabo tão bom ou melhor que os comerciais.

118 CAPÍTULO VI – Sugestões para trabalhos futuros

CAPÍTULO VI – Sugestões para trabalhos futuros

Investigação das propriedades da liga Fe-Cu-Ni-Sn-WC + 2%B4C com adição

de diamantes;

Produção de ferramentas diamantadas com esta composição e aplicação em

testes de campo para verificação de sua eficiência;

Investigação da viabilidade econômica deste sistema para aplicação como

ferramenta de corte industrial;

Produção de novos segmentos utilizando diferentes parâmetros de

sinterização, e/ou novas técnicas de sinterização, como por exemplo, SPS;

Execução de diferentes ensaios mecânicos na melhor composição, com e sem

a presença de diamantes, a fim de avaliar as demais propriedades do material

produzido, como Limite de Resistência à Tração, Limite de Resistência à

Compressão, Temperatura de Fusão, Calor Específico, etc.;

119 CAPÍTULO VII – REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

CAPÍTULO VII – REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

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127 CAPÍTULO VIII – ANEXOS

CAPÍTULO VIII – ANEXOS

ANEXO I

Tabelas de conversão força x alongamento para tensão x deformação:

Amostra M1

100,0000,020

52,6800,750

39,5101,500

28,4740,007

0,0070,020

200,0000,045

52,6801,500

39,5101,500

56,9480,015

0,0150,045

300,0000,065

52,6802,250

39,5101,500

85,4210,022

0,0220,065

400,0000,085

52,6803,000

39,5101,500

113,8950,028

0,0280,085

500,0000,110

52,6803,750

39,5101,500

142,3690,037

0,0370,110

600,0000,125

52,6804,500

39,5101,500

170,8430,042

0,0420,125

700,0000,145

52,6805,250

39,5101,500

199,3170,048

0,0480,145

800,0000,170

52,6806,000

39,5101,500

227,7900,057

0,0570,170

900,0000,190

52,6806,750

39,5101,500

256,2640,063

0,0630,190

1000,0000,220

52,6807,500

39,5101,500

284,7380,073

0,0730,220

1100,0000,250

52,6808,250

39,5101,500

313,2120,083

0,0830,250

1200,0000,285

52,6809,000

39,5101,500

341,6860,095

0,0950,285

1300,0000,305

52,6809,750

39,5101,500

370,1590,102

0,1020,305

1400,0000,390

52,68010,500

39,5101,500

398,6330,130

0,1300,390

1500,0000,470

52,68011,250

39,5101,500

427,1070,157

0,1570,470

1600,0000,565

52,68012,000

39,5101,500

455,5810,188

0,1880,565

1672,8000,675

52,68012,546

39,5101,500

476,3100,225

0,2250,675

DU

CTILIDA

DE

%A

L

FORÇA

(N)

∆L (mm

)Á

REA

(mm

²)

DU

CTILIDA

DE

%RA

DEFO

RMA

ÇÃO

(%)

MO

MEN

TO

MÁ

XIMO

(N.m

)

MO

MEN

TO D

E

INÉRCIA

(mm

4)

POSIÇÃ

O D

A

LINH

A N

EUTRA

(mm

)

TENSÃ

O

(MPa)


Amostra M2

100,0000,020

52,5000,750

39,5101,500

28,4743,000

3,0200,007

0,0070,020

200,0000,055

52,2001,500

39,5101,500

56,9483,000

3,0550,018

0,0180,055

300,0000,080

52,2002,250

39,5101,500

85,4213,000

3,0800,027

0,0270,080

400,0000,100

52,2003,000

39,5101,500

113,8953,000

3,1000,033

0,0330,100

500,0000,120

52,2003,750

39,5101,500

142,3693,000

3,1200,040

0,0400,120

600,0000,140

52,2004,500

39,5101,500

170,8433,000

3,1400,047

0,0470,140

700,0000,165

52,2005,250

39,5101,500

199,3173,000

3,1650,055

0,0550,165

800,0000,180

52,2006,000

39,5101,500

227,7903,000

3,1800,060

0,0600,180

900,0000,210

52,2006,750

39,5101,500

256,2643,000

3,2100,070

0,0700,210

1000,0000,235

52,2007,500

39,5101,500

284,7383,000

3,2350,078

0,0780,235

1100,0000,260

52,2008,250

39,5101,500

313,2123,000

3,2600,087

0,0870,260

1200,0000,300

52,2009,000

39,5101,500

341,6863,000

3,3000,100

0,1000,300

1300,0000,335

52,2009,750

39,5101,500

370,1593,000

3,3350,112

0,1120,335

1400,0000,390

52,20010,500

39,5101,500

398,6333,000

3,3900,130

0,1300,390

1500,0000,460

52,20011,250

39,5101,500

427,1073,000

3,4600,153

0,1530,460

1600,0000,540

52,20012,000

39,5101,500

455,5813,000

3,5400,180

0,1800,540

1682,8640,655

52,20012,621

39,5101,500

479,1753,000

3,6550,218

0,2180,655

POSIÇÃ

O D

A LIN

HA

NEU

TRA (m

m)

TENSÃ

O

(MPa)

FORÇA

(N)

∆L

(mm

)

ÁREA

(mm

²)

MO

MEN

TO

MÁ

XIMO

(N.m

)

MO

MEN

TO D

E

INÉRCIA

(mm

4)

Li

(mm

)

Lf

(mm

)

DEFO

RMA

ÇÃO

(%)

DU

CTILIDA

DE

%A

L

DU

CTILIDA

DE

%RA


Amostra M3

FOR

ÇA

∆L

ÁR

EATEN

SÃO

LiLf

DEFO

RM

AÇ

ÃO

(N)

(mm

)(m

m²)

(MPa)

(mm

)(m

m)

%

100,0000,030

52,3800,750

39,5101,500

28,4743,000

3,0300,010

0,0100,030

200,0000,050

52,3801,500

39,5101,500

56,9483,000

3,0500,017

0,0170,050

300,0000,070

52,3802,250

39,5101,500

85,4213,000

3,0700,023

0,0230,070

400,0000,090

52,3803,000

39,5101,500

113,8953,000

3,0900,030

0,0300,090

500,0000,120

52,3803,750

39,5101,500

142,3693,000

3,1200,040

0,0400,120

600,0000,135

52,3804,500

39,5101,500

170,8433,000

3,1350,045

0,0450,135

700,0000,151

52,3805,250

39,5101,500

199,3173,000

3,1510,050

0,0500,151

800,0000,180

52,3806,000

39,5101,500

227,7903,000

3,1800,060

0,0600,180

900,0000,200

52,3806,750

39,5101,500

256,2643,000

3,2000,067

0,0670,200

1000,0000,230

52,3807,500

39,5101,500

284,7383,000

3,2300,077

0,0770,230

1100,0000,255

52,3808,250

39,5101,500

313,2123,000

3,2550,085

0,0850,255

1200,0000,295

52,3809,000

39,5101,500

341,6863,000

3,2950,098

0,0980,295

1300,0000,345

52,3809,750

39,5101,500

370,1593,000

3,3450,115

0,1150,345

1400,0000,410

52,38010,500

39,5101,500

398,6333,000

3,4100,137

0,1370,410

1472,4100,480

52,38011,043

39,5101,500

419,2513,000

3,4800,160

0,1600,480

MO

MEN

TO

MÁ

XIMO

(N.m

)

MO

MEN

TO

DE IN

ÉRC

IA

(mm

4)

POSIÇ

ÃO

DA

LINH

A N

EUTR

A

(mm

)

DU

CTILID

AD

E

%R

A

DU

CTILID

AD

E

%A

L


Amostra M4

FORÇA

∆LÁ

REATEN

SÃO

LiLf

DEFO

RMA

ÇÃO

(N)

(mm

)(m

m²)

(MPa)

(mm

)(m

m)

%

100,0000,030

52,4400,750

39,5101,500

28,4743,000

3,0300,010

0,0100,030

200,0000,050

52,4401,500

39,5101,500

56,9483,000

3,0500,017

0,0170,050

300,0000,080

52,4402,250

39,5101,500

85,4213,000

3,0800,027

0,0270,080

400,0000,095

52,4403,000

39,5101,500

113,8953,000

3,0950,032

0,0320,095

500,0000,115

52,4403,750

39,5101,500

142,3693,000

3,1150,038

0,0380,115

600,0000,125

52,4404,500

39,5101,500

170,8433,000

3,1250,042

0,0420,125

700,0000,145

52,4405,250

39,5101,500

199,3173,000

3,1450,048

0,0480,145

800,0000,170

52,4406,000

39,5101,500

227,7903,000

3,1700,057

0,0570,170

900,0000,195

52,4406,750

39,5101,500

256,2643,000

3,1950,065

0,0650,195

1000,0000,220

52,4407,500

39,5101,500

284,7383,000

3,2200,073

0,0730,220

1100,0000,250

52,4408,250

39,5101,500

313,2123,000

3,2500,083

0,0830,250

1200,0000,290

52,4409,000

39,5101,500

341,6863,000

3,2900,097

0,0970,290

1300,0000,340

52,4409,750

39,5101,500

370,1593,000

3,3400,113

0,1130,340

1400,0000,400

52,44010,500

39,5101,500

398,6333,000

3,4000,133

0,1330,400

1500,0000,485

52,44011,250

39,5101,500

427,1073,000

3,4850,162

0,1620,485

1578,9350,592

52,44011,842

39,5101,500

449,5833,000

3,5920,197

0,1970,592

DU

CTILIDA

DE

%A

L

DU

CTILIDA

DE

%RA

MO

MEN

TO

MÁ

XIMO

(N.m

)

MO

MEN

TO D

E

INÉRCIA

(mm

4)

POSIÇÃ

O D

A

LINH

A N

EUTRA

(mm

)


Amostra M5

FORÇA

∆LÁ

REATEN

SÃO

LiLf

DEFO

RMA

ÇÃO

(N)

(mm

)(m

m²)

(MPa)

(mm

)(m

m)

%

100,0000,030

54,0000,750

39,5101,500

28,4743,000

3,0300,010

0,0100,030

200,0000,055

54,0001,500

39,5101,500

56,9483,000

3,0550,018

0,0180,055

300,0000,075

54,0002,250

39,5101,500

85,4213,000

3,0750,025

0,0250,075

400,0000,100

54,0003,000

39,5101,500

113,8953,000

3,1000,033

0,0330,100

500,0000,120

54,0003,750

39,5101,500

142,3693,000

3,1200,040

0,0400,120

600,0000,140

54,0004,500

39,5101,500

170,8433,000

3,1400,047

0,0470,140

700,0000,160

54,0005,250

39,5101,500

199,3173,000

3,1600,053

0,0530,160

800,0000,180

54,0006,000

39,5101,500

227,7903,000

3,1800,060

0,0600,180

900,0000,200

54,0006,750

39,5101,500

256,2643,000

3,2000,067

0,0670,200

1000,0000,230

54,0007,500

39,5101,500

284,7383,000

3,2300,077

0,0770,230

1100,0000,265

54,0008,250

39,5101,500

313,2123,000

3,2650,088

0,0880,265

1200,0000,305

54,0009,000

39,5101,500

341,6863,000

3,3050,102

0,1020,305

1300,0000,360

54,0009,750

39,5101,500

370,1593,000

3,3600,120

0,1200,360

1400,0000,435

54,00010,500

39,5101,500

398,6333,000

3,4350,145

0,1450,435

1441,1280,485

54,00010,808

39,5101,500

410,3443,000

3,4850,162

0,1620,485

DU

CTILIDA

DE

%A

L

DU

CTILIDA

DE

%RA

MO

MEN

TO

MÁ

XIMO

(N.m

)

MO

MEN

TO D

E

INÉRCIA

(mm

4)

POSIÇÃ

O D

A

LINH

A N

EUTRA

(mm

)


Amostra M6

FORÇA

∆LÁ

REATEN

SÃO

LiLf

DEFO

RMA

ÇÃO

(N)

(mm

)(m

m²)

(MPa)

(mm

)(m

m)

%

100,0000,030

54,0000,750

39,5101,500

28,4743,000

3,0300,010

0,0100,030

200,0000,050

54,0001,500

39,5101,500

56,9483,000

3,0500,017

0,0170,050

300,0000,075

54,0002,250

39,5101,500

85,4213,000

3,0750,025

0,0250,075

400,0000,090

54,0003,000

39,5101,500

113,8953,000

3,0900,030

0,0300,090

500,0000,110

54,0003,750

39,5101,500

142,3693,000

3,1100,037

0,0370,110

600,0000,130

54,0004,500

39,5101,500

170,8433,000

3,1300,043

0,0430,130

700,0000,148

54,0005,250

39,5101,500

199,3173,000

3,1480,049

0,0490,148

800,0000,170

54,0006,000

39,5101,500

227,7903,000

3,1700,057

0,0570,170

900,0000,200

54,0006,750

39,5101,500

256,2643,000

3,2000,067

0,0670,200

1000,0000,220

54,0007,500

39,5101,500

284,7383,000

3,2200,073

0,0730,220

1100,0000,260

54,0008,250

39,5101,500

313,2123,000

3,2600,087

0,0870,260

1200,0000,295

54,0009,000

39,5101,500

341,6863,000

3,2950,098

0,0980,295

1300,0000,355

54,0009,750

39,5101,500

370,1593,000

3,3550,118

0,1180,355

1400,0000,420

54,00010,500

39,5101,500

398,6333,000

3,4200,140

0,1400,420

1441,1280,485

54,00010,808

39,5101,500

410,3443,000

3,4850,162

0,1620,485

MO

MEN

TO

MÁ

XIMO

(N.m

)

MO

MEN

TO D

E

INÉRCIA

(mm

4)

POSIÇÃ

O D

A

LINH

A N

EUTRA

(mm

)

DU

CTILIDA

DE

%A

L

DU

CTILIDA

DE

%RA


Amostra M7

FORÇA

∆LÁ

REATEN

SÃO

LiLf

DEFO

RMA

ÇÃO

(N)

(mm

)(m

m²)

(MPa)

(mm

)(m

m)

%

100,0000,050

54,0000,750

39,5101,500

28,4743,000

3,0500,017

0,0170,050

200,0000,100

54,0001,500

39,5101,500

56,9483,000

3,1000,033

0,0330,100

300,0000,140

54,0002,250

39,5101,500

85,4213,000

3,1400,047

0,0470,140

400,0000,160

54,0003,000

39,5101,500

113,8953,000

3,1600,053

0,0530,160

500,0000,180

54,0003,750

39,5101,500

142,3693,000

3,1800,060

0,0600,180

600,0000,200

54,0004,500

39,5101,500

170,8433,000

3,2000,067

0,0670,200

700,0000,220

54,0005,250

39,5101,500

199,3173,000

3,2200,073

0,0730,220

800,0000,240

54,0006,000

39,5101,500

227,7903,000

3,2400,080

0,0800,240

900,0000,270

54,0006,750

39,5101,500

256,2643,000

3,2700,090

0,0900,270

1000,0000,280

54,0007,500

39,5101,500

284,7383,000

3,2800,093

0,0930,280

1100,0000,320

54,0008,250

39,5101,500

313,2123,000

3,3200,107

0,1070,320

1200,0000,360

54,0009,000

39,5101,500

341,6863,000

3,3600,120

0,1200,360

1300,0000,410

54,0009,750

39,5101,500

370,1593,000

3,4100,137

0,1370,410

1400,0000,480

54,00010,500

39,5101,500

398,6333,000

3,4800,160

0,1600,480

1412,9600,510

54,00010,597

39,5101,500

402,3233,000

3,5100,170

0,1700,510

MO

MEN

TO

MÁ

XIMO

(N.m

)

MO

MEN

TO

DE IN

ÉRCIA

(mm

4)

POSIÇÃ

O D

A

LINH

A N

EUTRA

(mm

)

DU

CTILIDA

DE

%A

L

DU

CTILIDA

DE

%RA


Amostra M8

FORÇA

∆LÁ

REATEN

SÃO

LiLf

DEFO

RMA

ÇÃO

(N)

(mm

)(m

m²)

(MPa)

(mm

)(m

m)

%

100,0000,025

54,0000,750

39,5101,500

28,4743,000

3,0250,008

3,0001,000

200,0000,060

54,0001,500

39,5101,500

56,9483,000

3,0600,020

3,0002,000

300,0000,080

54,0002,250

39,5101,500

85,4213,000

3,0800,027

3,0003,000

400,0000,110

54,0003,000

39,5101,500

113,8953,000

3,1100,037

3,0004,000

500,0000,140

54,0003,750

39,5101,500

142,3693,000

3,1400,047

3,0005,000

600,0000,160

54,0004,500

39,5101,500

170,8433,000

3,1600,053

3,0006,000

700,0000,180

54,0005,250

39,5101,500

199,3173,000

3,1800,060

3,0007,000

800,0000,200

54,0006,000

39,5101,500

227,7903,000

3,2000,067

3,0008,000

900,0000,225

54,0006,750

39,5101,500

256,2643,000

3,2250,075

3,0009,000

1000,0000,255

54,0007,500

39,5101,500

284,7383,000

3,2550,085

3,00010,000

1100,0000,282

54,0008,250

39,5101,500

313,2123,000

3,2820,094

3,00011,000

1200,0000,328

54,0009,000

39,5101,500

341,6863,000

3,3280,109

3,00012,000

1300,0000,380

54,0009,750

39,5101,500

370,1593,000

3,3800,127

3,00013,000

1400,0000,460

54,00010,500

39,5101,500

398,6333,000

3,4600,153

3,00014,000

1438,8690,518

54,00010,792

39,5101,500

409,7013,000

3,5180,173

3,00015,000

DU

CTILIDA

DE

%RA

DU

CTILIDA

DE

%A

L

MO

MEN

TO

MÁ

XIMO

(N.m

)

MO

MEN

TO

DE IN

ÉRCIA

(mm

4)

POSIÇÃ

O D

A

LINH

A

NEU

TRA (m

m)


Amostra M9

FORÇA

∆LÁ

REATEN

SÃO

LiLf

DEFO

RMA

ÇÃO

(N)

(mm

)(m

m²)

(MPa)

(mm

)(m

m)

%

100,0000,020

54,0000,750

39,5101,500

28,4743,000

3,0200,007

3,0001,000

200,0000,040

54,0001,500

39,5101,500

56,9483,000

3,0400,013

3,0002,000

300,0000,060

54,0002,250

39,5101,500

85,4213,000

3,0600,020

3,0003,000

400,0000,080

54,0003,000

39,5101,500

113,8953,000

3,0800,027

3,0004,000

500,0000,100

54,0003,750

39,5101,500

142,3693,000

3,1000,033

3,0005,000

600,0000,120

54,0004,500

39,5101,500

170,8433,000

3,1200,040

3,0006,000

700,0000,140

54,0005,250

39,5101,500

199,3173,000

3,1400,047

3,0007,000

800,0000,160

54,0006,000

39,5101,500

227,7903,000

3,1600,053

3,0008,000

900,0000,180

54,0006,750

39,5101,500

256,2643,000

3,1800,060

3,0009,000

1000,0000,215

54,0007,500

39,5101,500

284,7383,000

3,2150,072

3,00010,000

1100,0000,245

54,0008,250

39,5101,500

313,2123,000

3,2450,082

3,00011,000

1200,0000,280

54,0009,000

39,5101,500

341,6863,000

3,2800,093

3,00012,000

1300,0000,350

54,0009,750

39,5101,500

370,1593,000

3,3500,117

3,00013,000

1383,7670,450

54,00010,378

39,5101,500

394,0113,000

3,4500,150

3,00014,000

DU

CTILIDA

DE

%RA

DU

CTILIDA

DE

%A

L

MO

MEN

TO

MÁ

XIMO

(N.m

)

MO

MEN

TO D

E

INÉRCIA

(mm

4)

POSIÇÃ

O D

A

LINH

A N

EUTRA

(mm

)


Amostra M10

FORÇA

∆LÁ

REATEN

SÃO

LiLf

DEFO

RMA

ÇÃO

(N)

(mm

)(m

m²)

(MPa)

(mm

)(m

m)

%

100,0000,030

54,0000,750

39,5101,500

28,4743,000

3,0300,010

0,0100,030

200,0000,040

54,0001,500

39,5101,500

56,9483,000

3,0400,013

0,0130,040

300,0000,065

54,0002,250

39,5101,500

85,4213,000

3,0650,022

0,0220,065

400,0000,080

54,0003,000

39,5101,500

113,8953,000

3,0800,027

0,0270,080

500,0000,100

54,0003,750

39,5101,500

142,3693,000

3,1000,033

0,0330,100

600,0000,120

54,0004,500

39,5101,500

170,8433,000

3,1200,040

0,0400,120

700,0000,140

54,0005,250

39,5101,500

199,3173,000

3,1400,047

0,0470,140

800,0000,170

54,0006,000

39,5101,500

227,7903,000

3,1700,057

0,0570,170

900,0000,190

54,0006,750

39,5101,500

256,2643,000

3,1900,063

0,0630,190

1000,0000,220

54,0007,500

39,5101,500

284,7383,000

3,2200,073

0,0730,220

1100,0000,265

54,0008,250

39,5101,500

313,2123,000

3,2650,088

0,0880,265

1200,0000,330

54,0009,000

39,5101,500

341,6863,000

3,3300,110

0,1100,330

1286,1660,426

54,0009,646

39,5101,500

366,2203,000

3,4260,142

0,1420,426

MO

MEN

TO

MÁ

XIMO

(N.m

)

MO

MEN

TO

DE IN

ÉRCIA

(mm

4)

POSIÇÃ

O D

A

LINH

A N

EUTRA

(mm

)

DU

CTILIDA

DE

%A

L

DU

CTILIDA

DE

%RA


Amostra M11

FORÇA

∆LÁ

REATEN

SÃO

LiLf

DEFO

RMA

ÇÃO

(N)

(mm

)(m

m²)

(MPa)

(mm

)(m

m)

%

100,0000,020

54,0000,750

39,5101,500

28,4743,000

3,0200,007

0,0070,020

200,0000,050

54,0001,500

39,5101,500

56,9483,000

3,0500,017

0,0170,050

300,0000,070

54,0002,250

39,5101,500

85,4213,000

3,0700,023

0,0230,070

400,0000,090

54,0003,000

39,5101,500

113,8953,000

3,0900,030

0,0300,090

500,0000,110

54,0003,750

39,5101,500

142,3693,000

3,1100,037

0,0370,110

600,0000,130

54,0004,500

39,5101,500

170,8433,000

3,1300,043

0,0430,130

700,0000,150

54,0005,250

39,5101,500

199,3173,000

3,1500,050

0,0500,150

800,0000,170

54,0006,000

39,5101,500

227,7903,000

3,1700,057

0,0570,170

900,0000,200

54,0006,750

39,5101,500

256,2643,000

3,2000,067

0,0670,200

1000,0000,230

54,0007,500

39,5101,500

284,7383,000

3,2300,077

0,0770,230

1100,0000,270

54,0008,250

39,5101,500

313,2123,000

3,2700,090

0,0900,270

1200,0000,320

54,0009,000

39,5101,500

341,6863,000

3,3200,107

0,1070,320

1291,5160,410

54,0009,686

39,5101,500

367,7443,000

3,4100,137

0,1370,410

MO

MEN

TO

MÁ

XIMO

(N.m

)

MO

MEN

TO

DE IN

ÉRCIA

(mm

4)

POSIÇÃ

O D

A

LINH

A N

EUTRA

(mm

)

DU

CTILIDA

DE

%A

L

DU

CTILIDA

DE

%RA


Amostra M12

FOR

ÇA

∆L

ÁR

EATEN

SÃO

LiLf

DEFO

RM

AÇ

ÃO

(N)

(mm

)(m

m²)

(MP

a)(m

m)

(mm

)%

100,0000,024

54,0000,750

39,5101,500

28,4743,000

3,0240,008

0,0080,024

200,0000,050

54,0001,500

39,5101,500

56,9483,000

3,0500,017

0,0170,050

300,0000,075

54,0002,250

39,5101,500

85,4213,000

3,0750,025

0,0250,075

400,0000,082

54,0003,000

39,5101,500

113,8953,000

3,0820,027

0,0270,082

500,0000,120

54,0003,750

39,5101,500

142,3693,000

3,1200,040

0,0400,120

600,0000,140

54,0004,500

39,5101,500

170,8433,000

3,1400,047

0,0470,140

700,0000,160

54,0005,250

39,5101,500

199,3173,000

3,1600,053

0,0530,160

800,0000,185

54,0006,000

39,5101,500

227,7903,000

3,1850,062

0,0620,185

900,0000,210

54,0006,750

39,5101,500

256,2643,000

3,2100,070

0,0700,210

#######0,240

54,0007,500

39,5101,500

284,7383,000

3,2400,080

0,0800,240

#######0,280

54,0008,250

39,5101,500

313,2123,000

3,2800,093

0,0930,280

#######0,340

54,0009,000

39,5101,500

341,6863,000

3,3400,113

0,1130,340

#######0,374

54,0009,198

39,5101,500

349,1963,000

3,3740,125

0,1250,374

DU

CTILID

AD

E

%R

A

MO

MEN

TO

MÁ

XIM

O

(N.m

)

MO

MEN

TO

DE IN

ÉRC

IA

(mm

4)

PO

SIÇÃ

O D

A

LINH

A N

EUTR

A

(mm

)

DU

CTILID

AD

E

%A

L


Amostra M13

FORÇA

∆LÁREA

TENSÃO

LiLf

DEFORM

AÇÃO

(N)

(mm

)(m

m²)

(MPa)

(mm

)(m

m)

%

100,0000,025

54,0000,750

39,5101,500

28,4743,000

3,0250,008

0,0080,025

200,0000,050

54,0001,500

39,5101,500

56,9483,000

3,0500,017

0,0170,050

300,0000,075

54,0002,250

39,5101,500

85,4213,000

3,0750,025

0,0250,075

400,0000,090

54,0003,000

39,5101,500

113,8953,000

3,0900,030

0,0300,090

500,0000,110

54,0003,750

39,5101,500

142,3693,000

3,1100,037

0,0370,110

600,0000,130

54,0004,500

39,5101,500

170,8433,000

3,1300,043

0,0430,130

700,0000,155

54,0005,250

39,5101,500

199,3173,000

3,1550,052

0,0520,155

800,0000,180

54,0006,000

39,5101,500

227,7903,000

3,1800,060

0,0600,180

900,0000,220

54,0006,750

39,5101,500

256,2643,000

3,2200,073

0,0730,220

1000,0000,270

54,0007,500

39,5101,500

284,7383,000

3,2700,090

0,0900,270

1014,7800,290

54,0007,611

39,5101,500

288,9463,000

3,2900,097

0,0970,290

DUCTILIDADE

%RA

MO

MEN

TO

MÁXIM

O

(N.m

)

MO

MEN

TO

DE INÉRCIA

(mm

4)

POSIÇÃO

DA

LINHA N

EUTRA

(mm

)

DUCTILIDADE

%AL


Amostra M14

FORÇA

∆LÁREA

TENSÃO

LiLf

DEFORM

AÇÃO

(N)

(mm

)(m

m²)

(MPa)

(mm

)(m

m)

%

100,0000,024

54,0000,750

39,5101,500

28,4743,000

3,0240,008

0,0080,024

200,0000,050

54,0001,500

39,5101,500

56,9483,000

3,0500,017

0,0170,050

300,0000,080

54,0002,250

39,5101,500

85,4213,000

3,0800,027

0,0270,080

400,0000,100

54,0003,000

39,5101,500

113,8953,000

3,1000,033

0,0330,100

500,0000,120

54,0003,750

39,5101,500

142,3693,000

3,1200,040

0,0400,120

600,0000,148

54,0004,500

39,5101,500

170,8433,000

3,1480,049

0,0490,148

700,0000,170

54,0005,250

39,5101,500

199,3173,000

3,1700,057

0,0570,170

800,0000,200

54,0006,000

39,5101,500

227,7903,000

3,2000,067

0,0670,200

900,0000,235

54,0006,750

39,5101,500

256,2643,000

3,2350,078

0,0780,235

1000,0000,285

54,0007,500

39,5101,500

284,7383,000

3,2850,095

0,0950,285

1009,2500,295

54,0007,569

39,5101,500

287,3723,000

3,2950,098

0,0980,295

DUCTILIDADE

%RA

MO

MEN

TO

MÁXIM

O

(N.m

)

MO

MEN

TO

DE INÉRCIA

(mm

4)

POSIÇÃO

DA

LINHA

NEUTRA (m

m)

DUCTILIDADE

%AL


Amostra M15

FORÇA

∆LÁREA

TENSÃO

LiLf

DEFORM

AÇÃO

(N)

(mm

)(m

m²)

(MPa)

(mm

)(m

m)

%

100,0000,020

54,0000,750

39,5101,500

28,4743,000

3,0200,007

0,0070,020

200,0000,050

54,0001,500

39,5101,500

56,9483,000

3,0500,017

0,0170,050

300,0000,075

54,0002,250

39,5101,500

85,4213,000

3,0750,025

0,0250,075

400,0000,095

54,0003,000

39,5101,500

113,8953,000

3,0950,032

0,0320,095

500,0000,110

54,0003,750

39,5101,500

142,3693,000

3,1100,037

0,0370,110

600,0000,145

54,0004,500

39,5101,500

170,8433,000

3,1450,048

0,0480,145

700,0000,185

54,0005,250

39,5101,500

199,3173,000

3,1850,062

0,0620,185

800,0000,220

54,0006,000

39,5101,500

227,7903,000

3,2200,073

0,0730,220

900,0000,265

54,0006,750

39,5101,500

256,2643,000

3,2650,088

0,0880,265

1000,0000,285

54,0007,500

39,5101,500

284,7383,000

3,2850,095

0,0950,285

1038,6780,298

54,0007,790

39,5101,500

295,7513,000

3,2980,099

0,0990,298

DUCTILIDADE

%RA

MO

MEN

TO

MÁXIM

O

(N.m

)

MO

MEN

TO

DE INÉRCIA

(mm

4)

POSIÇÃO

DA

LINHA N

EUTRA

(mm

)

DUCTILIDADE

%AL


Amostra M16

FORÇA

∆LÁ

REATEN

SÃO

LiLf

DEFO

RMA

ÇÃO

(N)

(mm

)(m

m²)

(MPa)

(mm

)(m

m)

%

100,0000,010

54,0000,750

39,5101,500

28,4743,000

3,0100,003

0,0030,010

200,0000,040

54,0001,500

39,5101,500

56,9483,000

3,0400,013

0,0130,040

300,0000,060

54,0002,250

39,5101,500

85,4213,000

3,0600,020

0,0200,060

400,0000,075

54,0003,000

39,5101,500

113,8953,000

3,0750,025

0,0250,075

500,0000,090

54,0003,750

39,5101,500

142,3693,000

3,0900,030

0,0300,090

600,0000,120

54,0004,500

39,5101,500

170,8433,000

3,1200,040

0,0400,120

700,0000,130

54,0005,250

39,5101,500

199,3173,000

3,1300,043

0,0430,130

800,0000,160

54,0006,000

39,5101,500

227,7903,000

3,1600,053

0,0530,160

900,0000,190

54,0006,750

39,5101,500

256,2643,000

3,1900,063

0,0630,190

1000,0000,230

54,0007,500

39,5101,500

284,7383,000

3,2300,077

0,0770,230

1073,4110,291

54,0008,051

39,5101,500

305,6413,000

3,2910,097

0,0970,291

DU

CTILIDA

DE

%RA

MO

MEN

TO

MÁ

XIMO

(N.m

)

MO

MEN

TO

DE IN

ÉRCIA

(mm

4)

POSIÇÃ

O

DA

LINH

A

NEU

TRA

(mm

)

DU

CTILIDA

DE

%A

L


Amostra M17

FOR

ÇA

∆L

ÁR

EATEN

SÃO

LiLf

DEFO

RM

AÇ

ÃO

(N)

(mm

)(m

m²)

(MP

a)(m

m)

(mm

)%

50,0000,012

54,0000,375

39,5101,500

14,2373,000

3,0120,004

0,0040,012

100,0000,025

54,0000,750

39,5101,500

28,4743,000

3,0250,008

0,0080,025

150,0000,032

54,0001,125

39,5101,500

42,7113,000

3,0320,011

0,0110,032

200,0000,049

54,0001,500

39,5101,500

56,9483,000

3,0490,016

0,0160,049

250,0000,060

54,0001,875

39,5101,500

71,1853,000

3,0600,020

0,0200,060

300,0000,070

54,0002,250

39,5101,500

85,4213,000

3,0700,023

0,0230,070

350,0000,080

54,0002,625

39,5101,500

99,6583,000

3,0800,027

0,0270,080

400,0000,090

54,0003,000

39,5101,500

113,8953,000

3,0900,030

0,0300,090

450,0000,100

54,0003,375

39,5101,500

128,1323,000

3,1000,033

0,0330,100

500,0000,110

54,0003,750

39,5101,500

142,3693,000

3,1100,037

0,0370,110

550,0000,122

54,0004,125

39,5101,500

156,6063,000

3,1220,041

0,0410,122

600,0000,136

54,0004,500

39,5101,500

170,8433,000

3,1360,045

0,0450,136

650,0000,152

54,0004,875

39,5101,500

185,0803,000

3,1520,051

0,0510,152

700,0000,170

54,0005,250

39,5101,500

199,3173,000

3,1700,057

0,0570,170

750,0000,190

54,0005,625

39,5101,500

213,5543,000

3,1900,063

0,0630,190

800,0000,210

54,0006,000

39,5101,500

227,7903,000

3,2100,070

0,0700,210

829,0060,230

54,0006,218

39,5101,500

236,0503,000

3,2300,077

0,0770,230

DU

CTILID

AD

E

%R

A

MO

MEN

TO

MÁ

XIM

O

(N.m

)

MO

MEN

TO

DE IN

ÉRC

IA

(mm

4)

PO

SIÇÃ

O D

A

LINH

A N

EUTR

A

(mm

)

DU

CTILID

AD

E

%A

L


Amostra M18

FOR

ÇA

∆L

ÁR

EATEN

SÃO

LiLf

DEFO

RM

AÇ

ÃO

(N)

(mm

)(m

m²)

(MP

a)(m

m)

(mm

)%

50,0000,012

54,0000,375

39,5101,500

14,2373,000

3,0120,004

0,0040,012

100,0000,025

54,0000,750

39,5101,500

28,4743,000

3,0250,008

0,0080,025

150,0000,032

54,0001,125

39,5101,500

42,7113,000

3,0320,011

0,0110,032

200,0000,048

54,0001,500

39,5101,500

56,9483,000

3,0480,016

0,0160,048

250,0000,060

54,0001,875

39,5101,500

71,1853,000

3,0600,020

0,0200,060

300,0000,070

54,0002,250

39,5101,500

85,4213,000

3,0700,023

0,0230,070

350,0000,080

54,0002,625

39,5101,500

99,6583,000

3,0800,027

0,0270,080

400,0000,090

54,0003,000

39,5101,500

113,8953,000

3,0900,030

0,0300,090

450,0000,100

54,0003,375

39,5101,500

128,1323,000

3,1000,033

0,0330,100

500,0000,110

54,0003,750

39,5101,500

142,3693,000

3,1100,037

0,0370,110

550,0000,122

54,0004,125

39,5101,500

156,6063,000

3,1220,041

0,0410,122

600,0000,138

54,0004,500

39,5101,500

170,8433,000

3,1380,046

0,0460,138

650,0000,150

54,0004,875

39,5101,500

185,0803,000

3,1500,050

0,0500,150

700,0000,168

54,0005,250

39,5101,500

199,3173,000

3,1680,056

0,0560,168

750,0000,186

54,0005,625

39,5101,500

213,5543,000

3,1860,062

0,0620,186

800,0000,220

54,0006,000

39,5101,500

227,7903,000

3,2200,073

0,0730,220

807,6300,226

54,0006,057

39,5101,500

229,9633,000

3,2260,075

0,0750,226

DU

CTILID

AD

E

%R

A

MO

MEN

TO

MÁ

XIM

O

(N.m

)

MO

MEN

TO

DE IN

ÉRC

IA

(mm

4)

PO

SIÇÃ

O D

A

LINH

A N

EUTR

A

(mm

)

DU

CTILID

AD

E

%A

L


Amostra M19

FOR

ÇA

∆L

ÁR

EATEN

SÃO

LiLf

DEFO

RM

AÇ

ÃO

(N)

(mm

)(m

m²)

(MP

a)(m

m)

(mm

)%

50,0000,010

54,0000,375

39,5101,500

14,2373,000

3,0100,003

0,0030,010

100,0000,020

54,0000,750

39,5101,500

28,4743,000

3,0200,007

0,0070,020

150,0000,030

54,0001,125

39,5101,500

42,7113,000

3,0300,010

0,0100,030

200,0000,040

54,0001,500

39,5101,500

56,9483,000

3,0400,013

0,0130,040

250,0000,056

54,0001,875

39,5101,500

71,1853,000

3,0560,019

0,0190,056

300,0000,068

54,0002,250

39,5101,500

85,4213,000

3,0680,023

0,0230,068

350,0000,079

54,0002,625

39,5101,500

99,6583,000

3,0790,026

0,0260,079

400,0000,090

54,0003,000

39,5101,500

113,8953,000

3,0900,030

0,0300,090

450,0000,100

54,0003,375

39,5101,500

128,1323,000

3,1000,033

0,0330,100

500,0000,110

54,0003,750

39,5101,500

142,3693,000

3,1100,037

0,0370,110

550,0000,120

54,0004,125

39,5101,500

156,6063,000

3,1200,040

0,0400,120

600,0000,137

54,0004,500

39,5101,500

170,8433,000

3,1370,046

0,0460,137

650,0000,149

54,0004,875

39,5101,500

185,0803,000

3,1490,050

0,0500,149

700,0000,160

54,0005,250

39,5101,500

199,3173,000

3,1600,053

0,0530,160

750,0000,180

54,0005,625

39,5101,500

213,5543,000

3,1800,060

0,0600,180

800,0000,200

54,0006,000

39,5101,500

227,7903,000

3,2000,067

0,0670,200

848,6470,231

54,0006,365

39,5101,500

241,6423,000

3,2310,077

0,0770,231

DU

CTILID

AD

E

%R

A

MO

MEN

TO

MÁ

XIM

O

(N.m

)

MO

MEN

TO D

E

INÉR

CIA

(mm

4)

PO

SIÇÃ

O D

A

LINH

A

NEU

TRA

(mm

)

DU

CTILID

AD

E

%A

L


Amostra M20

FOR

ÇA

∆L

ÁR

EATEN

SÃO

LiLf

DEFO

RM

AÇ

ÃO

(N)

(mm

)(m

m²)

(MP

a)(m

m)

(mm

)%

50,0000,018

54,0000,375

39,5101,500

14,2373,000

3,0180,006

0,0060,018

100,0000,030

54,0000,750

39,5101,500

28,4743,000

3,0300,010

0,0100,030

150,0000,040

54,0001,125

39,5101,500

42,7113,000

3,0400,013

0,0130,040

200,0000,049

54,0001,500

39,5101,500

56,9483,000

3,0490,016

0,0160,049

250,0000,060

54,0001,875

39,5101,500

71,1853,000

3,0600,020

0,0200,060

300,0000,070

54,0002,250

39,5101,500

85,4213,000

3,0700,023

0,0230,070

350,0000,080

54,0002,625

39,5101,500

99,6583,000

3,0800,027

0,0270,080

400,0000,090

54,0003,000

39,5101,500

113,8953,000

3,0900,030

0,0300,090

450,0000,100

54,0003,375

39,5101,500

128,1323,000

3,1000,033

0,0330,100

500,0000,105

54,0003,750

39,5101,500

142,3693,000

3,1050,035

0,0350,105

550,0000,115

54,0004,125

39,5101,500

156,6063,000

3,1150,038

0,0380,115

600,0000,125

54,0004,500

39,5101,500

170,8433,000

3,1250,042

0,0420,125

650,0000,138

54,0004,875

39,5101,500

185,0803,000

3,1380,046

0,0460,138

700,0000,150

54,0005,250

39,5101,500

199,3173,000

3,1500,050

0,0500,150

750,0000,160

54,0005,625

39,5101,500

213,5543,000

3,1600,053

0,0530,160

800,0000,177

54,0006,000

39,5101,500

227,7903,000

3,1770,059

0,0590,177

850,0000,192

54,0006,375

39,5101,500

242,0273,000

3,1920,064

0,0640,192

900,0000,212

54,0006,750

39,5101,500

256,2643,000

3,2120,071

0,0710,212

915,8910,233

54,0006,869

39,5101,500

260,7893,000

3,2330,078

0,0780,233

DU

CTILID

AD

E

%A

L

DU

CTILID

AD

E

%R

A

MO

MEN

TO

MÁ

XIM

O

(N.m

)

MO

MEN

TO D

E

INÉR

CIA

(mm

4)

PO

SIÇÃ

O D

A

LINH

A N

EUTR

A

(mm

)


ANEXO II

DIAGRAMAS TENSÃO x DEFORMAÇÃO

Amostra M1

Amostra M2

0,000

100,000

200,000

300,000

400,000

500,000

600,000

0,000 0,050 0,100 0,150 0,200 0,250

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

FLEXÃO

0,000

100,000

200,000

300,000

400,000

500,000

600,000

0,000 0,050 0,100 0,150 0,200 0,250

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

FLEXÃO


Amostra M3

Amostra M4

0,000

50,000

100,000

150,000

200,000

250,000

300,000

350,000

400,000

450,000

0,000 0,020 0,040 0,060 0,080 0,100 0,120 0,140 0,160 0,180

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

FLEXÃO

0,000

50,000

100,000

150,000

200,000

250,000

300,000

350,000

400,000

450,000

500,000

0,000 0,050 0,100 0,150 0,200 0,250

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

FLEXÃO


Amostra M5

Amostra M6

0,000

50,000

100,000

150,000

200,000

250,000

300,000

350,000

400,000

450,000

0,000 0,020 0,040 0,060 0,080 0,100 0,120 0,140 0,160 0,180

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

FLEXÃO

0,000

50,000

100,000

150,000

200,000

250,000

300,000

350,000

400,000

450,000

0,000 0,020 0,040 0,060 0,080 0,100 0,120 0,140 0,160 0,180

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

FLEXÃO


Amostra M7

Amostra M8

0,000

50,000

100,000

150,000

200,000

250,000

300,000

350,000

400,000

450,000

0,000 0,020 0,040 0,060 0,080 0,100 0,120 0,140 0,160 0,180

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

FLEXÃO

0,000

50,000

100,000

150,000

200,000

250,000

300,000

350,000

400,000

450,000

0,000 0,020 0,040 0,060 0,080 0,100 0,120 0,140 0,160 0,180 0,200

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

FLEXÃO


Amostra M9

Amostra M10

0,000

50,000

100,000

150,000

200,000

250,000

300,000

350,000

400,000

450,000

0,000 0,020 0,040 0,060 0,080 0,100 0,120 0,140 0,160

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

FLEXÃO

0,000

50,000

100,000

150,000

200,000

250,000

300,000

350,000

400,000

0,000 0,020 0,040 0,060 0,080 0,100 0,120 0,140 0,160

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

FLEXÃO


Amostra M11

Amostra M12

0,000

50,000

100,000

150,000

200,000

250,000

300,000

350,000

400,000

0,000 0,020 0,040 0,060 0,080 0,100 0,120 0,140 0,160

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

FLEXÃO

0,000

50,000

100,000

150,000

200,000

250,000

300,000

350,000

400,000

0,000 0,020 0,040 0,060 0,080 0,100 0,120 0,140

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

FLEXÃO


Amostra M13

Amostra M14

0,000

50,000

100,000

150,000

200,000

250,000

300,000

350,000

0,000 0,020 0,040 0,060 0,080 0,100 0,120

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

FLEXÃO

0,000

50,000

100,000

150,000

200,000

250,000

300,000

350,000

0,000 0,020 0,040 0,060 0,080 0,100 0,120

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

FLEXÃO


Amostra M15

Amostra M16

0,000

50,000

100,000

150,000

200,000

250,000

300,000

350,000

0,000 0,020 0,040 0,060 0,080 0,100 0,120

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

FLEXÃO

0,000

50,000

100,000

150,000

200,000

250,000

300,000

350,000

0,000 0,020 0,040 0,060 0,080 0,100 0,120

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

FLEXÃO


Amostra M17

Amostra M18

0,000

50,000

100,000

150,000

200,000

250,000

0,000 0,010 0,020 0,030 0,040 0,050 0,060 0,070 0,080 0,090

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

FLEXÃO

0,000

50,000

100,000

150,000

200,000

250,000

0,000 0,010 0,020 0,030 0,040 0,050 0,060 0,070 0,080 0,090

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

FLEXÃO


Amostra M19

Amostra M20

0,000

50,000

100,000

150,000

200,000

250,000

300,000

0,000 0,010 0,020 0,030 0,040 0,050 0,060 0,070 0,080 0,090

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

FLEXÃO

0,000

50,000

100,000

150,000

200,000

250,000

300,000

0,000 0,010 0,020 0,030 0,040 0,050 0,060 0,070 0,080 0,090

Ten

são

(M

Pa)

Deformação (%)

FLEXÃO

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Vivianne Rosestolato Daruich Pereira Tannusuenf.br/posgraduacao/engenharia-de-materiais/wp-content/...III EFEITO DA ADIÇÃO DE B 4 C SOBRE AS PROPRIEDADES DO COMPÓSITO SINTERIZADO