Apostila conformacao dos_metais_fund_e_aplicacao

Gerência de Ensino Coordenadoria de Recursos Didáticos

CONFORMAÇÃO DOS

METAIS

FUNDAMENTOS E APLICAÇÃO

Vitória - Março - 2008 COORDENADORIA DE ENGENHARIA METALÚRGICA

Instituto Federal de Educação, Ciência e Tecnologia do Espírito Santo - IFES

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CONFORMAÇÃO DOS

METAIS

FUNDAMENTOS E APLICAÇÃO

Autor:

MARCELO LUCAS PEREIRA MACHADO

Engenheiro Metalurgista – UFF – RJ Doutor em Engenharia Elétrica/Automação – UFES

Mestre em Engenharia Metalúrgica – PUC-RJ Pós-Graduado em Educação/Aperfeiçoamento em Conteúdos Pedagógicos - UFES Professor dos Cursos de Mestrado em Engenharia Metalúrgica e de Materiais, Engenharia Metalúrgica e Tecnólogo em Siderurgia, do Instituto Federal de

Educação Ciência e Tecnologia do Estado do Espírito Santo – IFES

Vitória -ES 2009


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SUMÁRIO

1 - CONFORMAÇÃO DOS METAIS................................................................................7

1.1 - CLASSIFICAÇÃO DOS PROCESSOS DE FABRICAÇÃO ..................................7

1.2 - CARACTERíSTICAS DOS PROCESSOS DE FABRICAÇÃO .............................7

1.3 - PROCESSOS DE CONFORMAÇÃO DE METAIS NA FABRICAÇÃO...............10

1.4 - VARIÁVEIS, CLASSIFICAÇÃO E DESCRIÇÃO DOS PROCESSOS DE

CONFORMAÇÃO DE METAIS...................................................................................11

1.5 - CONFORMAÇÃO DE METAIS COMO UM SISTEMA .......................................13

1.6 - CARACTERIZAÇÃO DO MATERIAL .................................................................14

1.7 - EQUIPAMENTO E FERRAMENTAL ..................................................................15

1.8 - CLASSIFICAÇÃO E BREVE DESCRIÇÃO DOS PROCESSOS DE

CONFORMAÇÃO.......................................................................................................17

1.9 – REVISÃO DE ESTRUTURA CRISTALINA........................................................19

1.9.1- Cristalinidade.................................................................................................19

1.9.2 - Sistemas cristalinos......................................................................................20

1.9.3 - Cristais cúbicos. ...........................................................................................21

1.9.4 – Cristais hexagonais. ....................................................................................24

1.9.5 - Outros retículos cristalinos. ..........................................................................26

1.9.6 - Direções no cristal. .......................................................................................26

1.9.7- Planos cristalinos...........................................................................................27

1.9.8- Imperfeiçoes cristalinas .................................................................................29

1.9.9 - Deformação plástica.....................................................................................36

2 - FORJAMENTO.........................................................................................................41

2.1 - DEFINIÇÃO........................................................................................................41

2.2- CLASSIFICAÇÃO................................................................................................42

2.2.1- Temperatura de trabalho ...............................................................................42

2.3 - GRAU DE RESTRIÇÃO AO FLUXO DE METAL ...............................................44

2.3.1 - Forjamento livre (matriz aberta) ...................................................................44

2.3.2 - Forjamento em matrizes fechadas ...............................................................44

2.3.3 - Forjamento a quente em matriz aberta ........................................................45

2.3.4 - Forjamento a quente em matrizes fechadas ................................................47

2.3.5 - Forjamento a frio ..........................................................................................50


4

2.3.6 - Equipamentos para forjamento ....................................................................51

3 - EXTRUSÃO..............................................................................................................56

3.1 - GENERALIDADES.............................................................................................57

3.2 - CLASSIFICAÇÃO...............................................................................................57

3.2.1 – Quanto a temperatura de trabalho...............................................................57

3.2.2 – Quanto as dimensões do produto................................................................59

3.2.3 – Quanto ao sentido de deslocamento do pistão............................................60

3.2.4 - Outros processos de extrusão......................................................................62

3.3 - EQUIPAMENTOS DE EXTRUSÃO....................................................................63

3.4 - PARÂMETROS FÍSICOS...................................................................................65

3.5 - DEFEITOS DA EXTRUSÃO...............................................................................66

4 - TREFILAÇÃO...........................................................................................................69

4.1 – CLASSIFICAÇÃO DOS PRODUTOS TREFILADOS.........................................72

4.2 - MECÂNICA DA TREFILAÇÃO ...........................................................................72

4.3 - FIEIRA................................................................................................................73

4.4 - CÁLCULO DE CARGA NA TREFILAÇÃO .........................................................77

4.5 - TREFILAÇÃO DE VERGALHÕES E ARAMES..................................................78

4.6 - TRATAMENTOS TÉRMICOS ............................................................................81

4.7 - MÁQUINAS DE TREFILAR INDUSTRIAIS ........................................................82

4.7.1 - Máquina de Trefilar em Série ("Tandem"), com Deslizamento.....................82

4.7.2 - Máquina de trefilar cônica, com deslizamento..............................................83

4.7.3 - Máquina de trefilação de 3 sarihos (Morgan) ...............................................85

4.7.4 - Máquinas de trefilar em série, sem deslizamento ........................................86

5 - LAMINAÇÃO ............................................................................................................88

5.1 - DEFINIÇÕES DOS PRODUTOS LAMINADOS:.................................................92

5.1.1 - Classificação dos produtos semi-acabados .................................................93

5.1.2 - Classificação dos produtos acabados ..........................................................94

5.2 - CLASSIFICAÇÃO DOS LAMINADORES .........................................................102

5.3 - ÓRGÃOS MECÂNICOS DE UM LAMINADOR ................................................114

5.4 - CILINDROS DE LAMINAÇÃO:.........................................................................118

5.4.1 - Classificação dos cilindros: ........................................................................120

5.5 – LAMINAÇÃO A QUENTE. ...............................................................................123

6 – OUTROS PROCESSOS DE CONFORMAÇÃO ....................................................125


5

7 – FUNDAMENTOS DA CONFORMAÇÃO APLICADOS A LAMINAÇÃO.................132

7.1 – INTRODUÇÃO.................................................................................................132

7.2 - PARÂMETROS DA LAMINAÇÃO ....................................................................132

7.3 - EQUAÇÕES DE FLUXOS TÉRMICOS NA LAMINAÇÃO ................................140

7.4 - ASPÉCTOS METALÚRGICOS NA LAMINAÇÃO ............................................147

7.4.1 - Processos de restauração do grão.............................................................150

7.4.2 - Fatores que afetam a redução crítica de recristalização. ...........................158

7.4.3 - Efeito da Temperatura e Elementos de Liga ..............................................158

7.4.4 - Efeito da Quantidade de Deformação. .......................................................159

7.4.5 - Tamanho de grão da austenita completamente recristalizada após

deformação............................................................................................................161

7.4.6 - Crescimento do grão após completa recristalização na laminação. ...........162

7.4.7 - Tamanho de grão da austenita parcialmente recristalizada .......................165

7.4.8 - Mudanças estruturais no aço durante o resfriamento. ...............................165

7.4.9 - Efeito da microestrutura do aço na tensão de escoamento do material .....167

7.5 - CÁLCULO DA FORÇA DE LAMINAÇÃO UTILIZANDO MODELOS

MICROESTRUTURAIS ............................................................................................173

7.6 - CÁLCULO DA FORÇA DE LAMINAÇÃO UTILIZANDO AS CARACTERÍSTICAS

FÍSICAS DO LAMINADOR.......................................................................................177

7.7 - TRATAMENTOS TERMOMECÂNICOS NA LAMINAÇÃO...............................184

8 - FORNOS DE REAQUECIMENTO .........................................................................198

8.1 - CLASSIFICAÇÃO DOS FORNOS DE REAQUECIMENTO .............................200

8.2 - PRODUÇÃO.....................................................................................................205

9 – LAMINAÇÃO DE TIRAS A QUENTE.....................................................................208

10 - DECAPAGEM ......................................................................................................220

11 - LAMINAÇÃO A FRIO ...........................................................................................226

11.1 - PROCESSOS DE LAMINAÇÃO À FRIO........................................................229

11.2 - CONSIDERAÇÕES SOBRE OS TIPOS DE LAMINADORES:.......................229

11.3 - RESFRIAMENTO DOS CILINDROS:.............................................................230

11.4 - LAMINADORES CONTINUOS: ......................................................................231

11.5 - BOBINADEIRAS.............................................................................................231

11.6 - OPERAÇÃO ...................................................................................................232

11.7 - LAMINAÇÃO DE CHAPA FINA......................................................................233


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11.8 - PRODUÇÃO DE FÔLHAS MUITA FINAS......................................................233

11.9 - LAMINADORES DE ENCRUAMENTO E DE ACABAMENTO .......................233

11.10 - PROCESSO DE LAMINAÇÃO A FRIO DA USINA ARCELORMITTAL VEGA

(VEGA DO SUL).......................................................................................................235

12 – REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ....................................................................243


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1 - CONFORMAÇÃO DOS METAIS

Um dado material, normalmente sem forma ou de geometria simples, é transformado

em um componente útil através de um processo de fabricação. Este produto, na

maioria das vezes, tem geometria complexa, com forma, tamanho, precisão,

tolerâncias, aparência e propriedades bem definidas.

1.1 - CLASSIFICAÇÃO DOS PROCESSOS DE FABRICAÇÃO

A fabricação e montagem de componentes metálicos podem ser classificadas,

demaneira simplificada, em cinco áreas gerais:

1. Processos para formas primárias em metais, tais como fundição, lingotamento,

coquilhamento e metalurgia do pó. Em todos estes processos de fabricação o

material inicialmente não tem forma definida, mas a obtém através do processo.

2. Processos de conformação dos metais, tais como laminação, extrusão, forjamento a

frio e a quente, dobramento e repuxo, nos quais o metal é conformado através de

deformação plástica.

3. Processos de usinagem dos metais, tais como corte em serra, torneamento,

fresamento e brochamento, nos quais uma nova forma é gerada através da remoção

de material.

4. Processos de tratamento dos metais, tais como tratamento térmico, anodização e

endurecimento superficial, nos quais a forma do componente permanece

essencialmente imutável, mas sofre mudanças de aparência e propriedades.

5. Processos de união, incluindo (a) união física, tais como aquelas por soldagem ou

por difusão; e (b) união mecânica, tais como rebitamento, união eixo-cubo por

contração e montagem mecânica.

1.2 - CARACTERíSTICAS DOS PROCESSOS DE FABRICAÇÃO

Existem quatro características principais em qualquer processo de fabricação, a

saber:


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Geometria, tolerâncias, razão de produção ou produtividade e fatores ambientais e

humanos.

Geometria.

Cada processo de manufatura é capaz de produzir uma família de geometrias. Dentro

desta família há geometrias que podem ser produzidas somente com extraordinários

custo e esforço.

Por exemplo, o processo de forjamento permite a produção de componentes que

podem ser facilmente extraídos de uma matriz, isto é, matrizes superior e inferior.

Através do uso de matriz especial com partes deslizantes é possível obter peças com

detalhes perpendiculares à direção de forjamento e com formas mais complexas.

Tolerâncias.

Nenhuma dimensão pode ser produzida exatamente como é especificada pelo

projetista. Portanto, cada dimensão é associada a uma tolerância, assim como cada

processo de fabricação permite a obtenção de certas tolerâncias dimensionais, de

forma e acabamento superficial.

A qualidade dessas dimensões, no entanto, pode ser melhorada pelo emprego de

variantes mais sofisticadas destes processos e através de novos desenvolvimentos.

Por exemplo, pelo uso do processo de fundição em cera perdida a vácuo é possível

obter formas muito mais complexas com tolerâncias mais fechadas do que usando os

processos com moldes de areia.

Tolerâncias dimensionais servem a um duplo propósito:

*Primeiro, elas permitem o funcionamento adequado dos componentes fabricados: por

exemplo, um tambor de freio de automóvel deve ser circular, dentro de certos limites,

para evitar vibrações e assegurar funcionamento correto dos freios.

*O segundo propósito das tolerâncias dimensionais é proporcionar intercambiabilidade.

Sem intercambiabilidade a capacidade de substituir um componente defeituoso (mil


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rolamento, por exemplo) por um novo, de um fabricante diferente seria inimaginável na

moderna produção seriada.

Razão de Produção ou Produtividade.

A razão de produção que pode ser atingida através de um dado processo de fabricação

é provavelmente o seu aspecto mais significativo, porque ela indica os aspectos

econômicos e a produtividade que pode ser atingida.

Nos países industrializados, as indústrias de produção representam cerca de 30% a

40% do produto interno bruto. Conseqüentemente, a produtividade destas indústrias,

isto é, a produção de componentes discretos, conjuntos montados e produtos por

unidade de tempo, é o fator mais importante a influenciar o padrão de vida num país,

assim como sua posição competitiva no mercado internacional de bens de produção.

A razão de produção ou produtividade pode ser aumentada através da melhoria dos

processos de fabricação existentes ou pela introdução de novos processos e

máquinas, todos requerendo novos investimentos.

Contudo, o ingrediente mais importante para o aumento de produtividade reside no ser

humano e nos recursos gerenciais, uma vez que boas decisões em investimentos

(quando, quanto e em que) são tomadas por pessoas bem treinadas e motivadas.

Como resultado, o presente e o futuro da produtividade na fabricação dentro de uma

fábrica, indústria ou nação dependem não somente do nível de investimentos numa

nova fábrica e equipamentos, mas também do nível de treinamento e disposição dos

engenheiros e especialistas em fabricação dentro destas entidades.

Fatores Ambientais e Humanos.

Todo processo de fabricação deve ser examinado visando

a) seus efeitos ambientais, isto é, em termos de poluição do ar, água e sonora,

b) sua interface com os recursos humanos, isto é, em termos de segurança humana,

efeitos fisiológicos e psicológicos; e


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c) seu uso de energia e recursos materiais, particularmente em termos de escassez de

energia e materiais.

Conseqüentemente, a introdução e uso de um processo de fabricação devem antes ser

considerados com vistas a estes fatores ambientais.

1.3 - PROCESSOS DE CONFORMAÇÃO DE METAIS NA FABRICAÇÃO

Processos de conformação de metais incluem [73]:

a) processos de conformação maciça como o forjamento, extrusão, laminação e

trefilação; e

b) processos de conformação de chapas como dobramento, repuxo e estiramento.

Entre o grupo de processos de fabricação discutido anteriormente, a conformação de

metais representa um grupo altamente significativo de processos para produção

industrial, componentes militares e bens de consumo.

Um modo comum de classificar os processos de conformação dos metais é considera-

los como conformação a frio (à temperatura ambiente) e a quente (a temperaturas

acima da recristalização). Muitos materiais comportam-se diferentemente em diferentes

temperaturas.

Normalmente, a tensão de escoamento de um metal aumenta com o aumento da

deformação durante a conformação a frio e com o aumento da taxa de deformação

durante a conformação a quente. Entretanto, os princípios gerais que governam a

conformação dos metais a várias temperaturas são basicamente os mesmos.

Portanto, classificação dos processos de conformação baseados na temperatura inicial

do material não contribui significativamente para o entendimento e melhoria destes

processos. De fato, o projeto das ferramentas, máquinas, automação, manuseio de

componentes e conceitos de lubrificação pode ser melhor considerado através de

classificação baseada não na temperatura, mas sim na geometria específica de saída e

entrada, assim como nas condições do material e da razão de produção.


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Geometrias complexas, tanto no processo de conformação maciço quanto no de

chapas, podem ser obtidas igualmente bem por conformação a frio ou a quente.

Evidentemente, devido à menor resistência ao escoamento dos materiais deformados a

elevadas temperaturas, as tensões nas ferramentas e as cargas nas máquinas são,

relativamente, menores na conformação a quente se comparadas àquelas na

conformação a frio.

Conformação é especialmente atrativa em casos em que:

a) geometria dos componentes é moderadamente complexa e o volume de produção é

grande, de maneira que o custo do ferramental por unidade produzida possa ser

mantido baixo - por exemplo, em aplicações automobilísticas; e

b) as propriedades e integridade metalúrgica dos componentes são extremamente

importantes, como é o caso de aeronaves de carga, motores a jato e componentes de

turbinas.

O projeto, análise e otimização de processos de conformação requerem:

a) conhecimento analítico referente ao fluxo metálico, tensões e transferência de calor,

b) informações tecnológicas relacionadas com lubrificação, técnicas de aquecimento e

resfriamento, manuseio de materiais, projeto e fabricação de matrizes e equipamentos

de conformação.

1.4 - VARIÁVEIS, CLASSIFICAÇÃO E DESCRIÇÃO DOS PROCESSOS DE

CONFORMAÇÃO DE METAIS

Na conformação de metais, um componente inicialmente simples - um tarugo ou uma

chapa metálica, por exemplo - é plasticamente deformado entre as ferramentas (matriz

ou estampo) para a obtenção da configuração final desejada.

Portanto, um componente de geometria simples é transformado num outro complexo,

em que as ferramentas guardam a geometria desejada e aplicam pressão ao material

em deformação através da interface ferramenta-material.


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O processo de conformação de metais comumente produz pouca ou nenhuma sobra e

a geometria final do componente aparece num curto período de tempo, normalmente

com um ou poucos golpes de uma prensa ou martelo. Como resultado final, a

conformação de metais apresenta um potencial para economia de energia e material -

especialmente em médios e grandes lotes, em que o custo de ferramental pode ser

facilmente amortizado.

Além disso, para um dado peso, componentes produzidos por conformação exibem

melhores propriedades mecânicas, metalúrgicas e confiabilidade do que aqueles

produzidos por fundição ou usinagem.

Conformação de metais é a tecnologia da experiência orientada. No decorrer dos anos,

uma grande quantidade de conhecimento e experiência tem sido acumulada neste

campo, na sua maioria pelo método da tentativa-e-erro. No entanto, a indústria de

conformação de metais tem sido capaz de fornecer sofisticados produtos fabricados

dentro das mais rígidas normas, usando ligas recentemente desenvolvidas e difíceis de

conformar.

Os fenômenos físicos que descrevem uma operação de conformação são de difícil

expressão através de relações quantitativas.

O fluxo de metais, o atrito na interface ferramenta-peça, a geração e transferência de

calor durante o fluxo plástico do metal e o seu relacionamento com a microestrutura, as

propriedades e as condições do processo são difíceis de prever e analisar.

Freqüentemente, quando se produzem componentes discretos, várias operações

intermediárias de conformação (pré-conformação) são necessárias para transformar a

geometria inicial simples em uma complexa, sem causar danos ao material ou

prejudicar suas propriedades.

Conseqüentemente, o principal objetivo de qualquer método de análise é auxiliar o

engenheiro de conformação no projeto de conformação e/ou seqüência de pré-formas.

Para uma dada operação de conformação (pré-conformação ou conformação final), o

projeto essencialmente consiste em [73]:

a) estabelecer as relações cinemáticas (forma, velocidades, taxas de deformações,


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deformações) entre a parte deformada e a parte não deformada, isto é, prever o fluxo

de metal;

b) estabelecer o limite de conformabilidade, ou seja, determinar se é ou não possível a

conformação sem rupturas internas ou na superfície do metal; e

c) prever as forças e tensões necessárias para efetuar a operação de conformação a

fim de que o ferramental e equipamento possam ser projetados ou selecionados.

Para entender, projetar, dimensionar e otimizar a operação de conformação é útil:

a) considerar o processo de conformação de metais como um sistema e

b) classifica-lo de forma sistemática.

1.5 - CONFORMAÇÃO DE METAIS COMO UM SISTEMA

Um sistema de conformação metálica consiste de todas as variáveis de entrada, tais

como [73]:

1) o tarugo ou "blank" (geometria e material),

2) o ferramental (geometria e material),

3) as condições na interface ferramenta-peça,

4) o mecanismo de deformação plástica,

5) o equipamento usado,

6) as características do produto final e, finalmente,

7) o ambiente da fábrica onde o processo está sendo conduzido.

A maneira de encarar o problema do ponto de vista do "sistema" na conformação de

metais permite o estudo da relação entrada-saída e dos efeitos das variáveis do

processo na qualidade do produto e no aspecto econômico do processo.


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A chave para o sucesso na operação de conformação, isto é, para obter a forma e

propriedades adequadas, é o entendimento e o controle do fluxo metálico.

A direção deste fluxo, sua magnitude de deformação e a distribuição de temperatura

envolvida afetam significativamente as propriedades do componente conformado.

O fluxo metálico determina ambas as propriedades relacionadas com a deformação

local e a formação de defeitos, tais como trincas ou dobras na superfície ou sob ela.

O fluxo metálico local é, por sua vez, influenciado pelas variáveis do processo, as quais

estão resumidamente relacionadas na Tabela 1.1.

1.6 - CARACTERIZAÇÃO DO MATERIAL

Para uma dada composição de material e uma história de deformação-tratamento

térmico (microestrutura), a tensão de escoamento e a conformabilidade nas várias

direções (anisotropia) são as mais importantes variáveis na análise de um processo de

conformação de metais [73,77,78,79].

Para uma dada microestrutura, a tensão de escoamento, σ, é escrita como função da

deformação ε , da taxa de deformação •ε e da temperatura T:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

•TF ,,εεσ (1.1)

Para formular a Equação Constitutiva, Equação 1.1, é necessário conduzir testes de

torção, de deformação plana, de compressão e testes de compressão uniforme.

Durante qualquer desses testes, o trabalho plástico cria um certo aumento em

temperatura, o qual deve ser considerado na estimativa e no uso dos resultados do

teste.

Atualmente estão sendo desenvolvidos modelos microestruturais e térmicos que

podem determinar a tensão de escoamento, temperaturas, tamanho de grão, etc. O

que irá contribuir em muito na redução de custos, na melhoria da qualidade do produto


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e no aumento da produtividade [77,78,79,80].

Conformabilidade é a capacidade do material ser deformado sem apresentar ruptura;

isto depende:

a) das condições existentes durante o processo de deformação (tais como temperatura,

taxa de deformação e a história anterior de tensão e deformação) e

b) das variáveis do material (como a composição química, vazios internos, inclusões e

microestrutura inicial).

No processo de conformação a quente, gradientes de temperatura no material em

deformação (por exemplo, devido a resfriamentos locais) também influenciam o fluxo

metálico e os fenômenos de ruptura.

1.7 - EQUIPAMENTO E FERRAMENTAL

A seleção de uma máquina para um dado processo é influenciada pelo tempo, precisão

e pelas características de carga-energia da mesma. A seleção do equipamento ótimo

requer considerações do sistema completo de conformação, incluindo tamanho do lote,

condições na fábrica, efeitos ambientais e necessidades de manutenção, assim como

as necessidades de cada componente específico e do processo sob estudo.

As variáveis de ferramental incluem:

a) projeto e geometria,

b) acabamento superficial,

c) rigidez e

d) propriedades mecânicas e térmicas sob as condições de utilização


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Tabela 1.1 - Variáveis mais significativas num processo de deformação [73]. _____________________________________________________________________ MATERIAL DO TARUGO *Tensão de escoamento como função da deformação, taxa de deformação, temperatura e microestrutura (equações constitutivas) *Conformabilidade como função da deformação, da taxa de deformação, temperatura e microestrutura (curvas limites de conformação) *Condições superficiais *Propriedades termo-físicas *Condições iniciais (composição química, temperatura, estados anteriores da microestrutura). *Efeitos de mudanças em microestrutura e composição química na tensão de escoamento e conformabilidade. FERRAMENTAL *Geometria das ferramentas *Condições superficiais *Material/dureza/tratamento térmico *Temperatura *Rigidez e precisão CONDIÇÕES NA INTERFACE FERRAMENTA-PEÇA *Tipo de lubrificante e temperatura de trabalho *Isolação e características de resfriamento na camada de interface *Lubrificação e tensão de cisalhamento ao atrito, *Características relacionadas à aplicação e remoção do lubrificante. ZONA DE DEFORMAÇÃO *Mecanismo de deformação, modelo usado para análise *Fluxo de metal, velocidade, taxa de deformação, deformação (cinemática). *Tensões (variação durante a deformação) *Temperaturas (geração e transferência de calor) EQUIPAMENTO USADO *Velocidade/razão de produção *Força/capacidade de conversão de energia *Rigidez e precisão PRODUTO *Geometria *Precisão dimensional/tolerâncias *Acabamento superficial *Microestrutura, propriedades mecânicas e metaIúrgicas AMBIENTE *Capacidade da mão-de-obra disponível *Poluição do ar e sonora e resíduos líquidos *Controle da produção e equipamentos disponíveis na fábrica __________________________________________________________________


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1.8 - CLASSIFICAÇÃO E BREVE DESCRIÇÃO DOS PROCESSOS DE

CONFORMAÇÃO

Os processos de conformação podem ser classificados em duas grandes categorias

[73]:

1. Processos de conformação maciça (Tabela 1.2).

2. Processos de conformação de chapas (Tabela 1.3).

Tabela 1.2 - Classificação dos processos de conformação maciça [73]. Forjamento Laminação Extrusão Trefilação

Forjamento em matriz fechada com rebarba Forjamento em matriz fechada sem rebarba Cunhagem Eletro-recalque Forjamento por extrusão direta Forjamento por retro-extrusão Endentação Forjamento isotérmico Forjamento de ogiva Forjamento em matriz aberta (forjamento livre) Forjamento orbital Forjamento de sinterizado Forjamento radial Recalque

Laminação de chapas Laminação de perfis Laminação de tubos Laminação de anéis Laminação rotativa por penetração Laminação de engrenagens Laminação/forjamento Laminação transversal Laminação superficial Repuxo por torneamento Redução de tubos (Rocking)

Extrusão sem lubrificação Extrusão a quente direta com lubrificação Extrusão hidrostática

Trefilação com rolos Calibração de parede (Ironing) Estiramento de tubos

Tabela 1.3 - Classificação dos processos de conformação para chapas [73].

Dobramento e flangeamento reto Conformação de recessos rasos Dobramento Calandragem Conformação de perfilados Conformação de perfis por estiramento Conformação de perfis com rolos Conformação de chapas Conformação por estiramento Nervuramento (androforming) Conformação por envelhecimento Conformação por alongamento (creeping) Conformação e têmpera em matriz Conformação por abaulamento Conformação a vácuo

Escareamento por prensagem Conformação em martelo Conformação eletromagnética Conformação por explosão Entalhamento (joggling) Repuxo profundo e flangeamento Rolagem por torneamento Embutimento profundo Processo marform Conformação com sapatas de borracha Hidroconformação com diafragma de borracha

Em ambos os casos, as superfícies do material deformado e das ferramentas estão em


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contato e o atrito entre elas tem grande influência no processo.

No forjamento maciço, o material inicial é um tarugo, barra ou vergalhão e um aumento

considerável na taxa superfície-volume ocorre no componente conformado.

Na conformação de chapas, um blank de chapa (platina) é plasticamente transformado

em um objeto tridimensional sem qualquer mudança significativa na espessura da

chapa original ou nas características superficiais.

Processos que se enquadram na categoria de conformação maciça têm as seguintes

formas distintas:

*O componente passa por uma grande deformação plástica, resultando numa

apreciável mudança de forma e seção transversal.

*A porção do componente que sofre deformação plástica é, geralmente, muito maior do

que aquela que sofre deformação elástica, portanto o retorno elástico é insignificante

(conformação a quente).

Exemplos de processos de conformação maciça são extrusão, forjamento, laminação e

trefilação.

As características dos processos de conformação de chapas são:

*O componente é uma chapa ou é fabricado a partir de uma chapa.

*A deformação normalmente causa mudanças significativas na forma, mas não na

seção transversal da chapa.

*Em alguns casos, a magnitude da deformação plástica permanente é comparável à

deformação elástica, portanto, o efeito mola ou retorno elástico pode ser significativo.

Exemplos de processos que se enquadram nesta categoria são o dobramento

convencional com dois apoios somente ou com estampos macho-fêmea, repuxo

profundo, conformação por estiramento e com punção flexível.

Alguns processos podem ser enquadrados em ambas as categorias (conformação

maciça ou de chapas), dependendo da configuração do produto.


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Por exemplo, na redução da espessura da parede de um tubo, partindo-se de um tubo

de parede grossa, o processo de trefilação poderia ser considerado como de

conformação maciça. Por outro lado, se o blank inicial fosse uma lata fabricada com

chapa fina, a trefilação seria considerada como conformação de chapas.

1.9 – REVISÃO DE ESTRUTURA CRISTALINA

1.9.1- CRISTALINIDADE.

Uma molécula tem uma regularidade estrutural, porque as ligações covalentes

determinam um número específico de vizinhos para cada átomo e a orientação no

espaço dos mesmos. Portanto, uma repetição deve existir ao longo de um polímero

linear. A maioria dos materiais de interesse para o engenheiro tem arranjos atômicos,

que também são repetições, nas três dimensões, de uma unidade básica. Tais

estruturas são denominadas cristais [75].

A repetição tridimensional nos cristais é devida à coordenação atômica no interior do

material; adicionalmente, esta repetição, algumas vezes, controla a forma externa do

cristal. A simetria hexagonal dos flocos de neve é, provavelmente, o exemplo mais

familiar deste fato. As superfícies planas dos cristais de pedras preciosas e quartzo

(SiO2) são todas manifestações externas dos arranjos cristalinos internos. Em todos os

casos, o arranjo atômico interno persiste mesmo que as superfícies externas sejam

alteradas. Por exemplo, a estrutura interna de um cristal de quartzo não é alterada,

quando as suas superfícies são desgastadas para formar grãos de areia.

Analogamente, há um arranjo hexagonal das moléculas de água, quer nos cubos de

gelo, quer nos flocos de neve.


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Fig. 1.1. Estrutura cristalina. A cristalização do sal comum na forma de cubos decorre da estrutura

cristalina cúbica do NaCI. O MgO tem a mesma estrutura [75].

1.9.2 - SISTEMAS CRISTALINOS.

Qualquer empacotamento atômico deverá se encaixar em um dos sete principais tipos

de cristais. Estes estão intimamente associados com o modo pelo qual o espaço pode

ser dividido em volumes iguais, pela interseção de superfícies planas. O mais simples e

mais regular deles envolve três conjuntos. Mutuamente perpendiculares, de planos

paralelos, igualmente espaçados entre si, de forma a dar uma série de cubos.

Podemos, também, descrever esta divisão da maneira mostrada na Fig. 1.2, através de

espaçamentos iguais em um sistema de eixos ortogonais. Outros métodos de divisão

do espaço incluem as combinações mostradas na Tabela 1.4.

Fig. 1.2. Células cúbicas. O espaço está dividido por três conjuntos de planos paralelos, igualmente

espaçados. Os eixos de referência x, y e z são mutuamente perpendiculares. Cada ponto de interseção

é equivalente [75].


21

Esses sete sistemas incluem todas as possíveis geometrias de divisão do espaço por

superfícies planas contínuas. A maior parte dos cristais é geralmente de sistema

cúbico. Entre os exemplos, inclui-se a maior parte dos metais comuns (com exceção do

magnésio e do zinco, que são hexagonais) e alguns dos mais simples compostos

cerâmicos tais como MgO e TiC.

Tabela 1.4. Geometria dos Sistemas Cristalinos [75].

1.9.3 - CRISTAIS CÚBICOS.

Os átomos podem ser agrupados, dentro do sistema cúbico, em três diferentes tipos de

repetição: cúbico simples (cs), cúbico de corpo centrado (ccc) e cúbico de faces

centradas (cfc). Cada tipo será considerado separadamente, preocupando-se apenas

com os metais puros que têm apenas uma espécie de átomo. Estruturas mais

complexas, que contêm dois tipos de átomos, serão analisadas nos capítulos que se

seguem:

Cúbico simples.

Esta estrutura, que está mostrada na Fig. 1.3, é hipotética para metais puros, mas nos

fornece um excelente ponto de partida. Além das três dimensões axiais, a, serem

iguais e os três eixos mutuamente perpendiculares, há posições equivalentes em cada

célula. Por exemplo, o centro de uma célula tem vizinhanças idênticas ao centro da

célula seguinte e ao de todas as células unitárias do cristal. Analogamente, os cantos

direitos inferiores (ou qualquer outra posição específica) de todas as células unitárias

são idênticos. Descrever uma célula unitária é descrever o cristal todo.


22

A estrutura, mostrada na Fig. 1.3, contém um átomo metálico por célula unitária.

(Apenas um oitavo de cada um dos átomos mostrados, cai dentro da célula). Esta é a

razão pela quais os metais não se cristalizam na estrutura cúbica simples.

Considerando-se os átomos.

Fig. 1.3. Estrutura cúbica simples. Os vértices das células unitárias estão em posições equivalentes no

cristal. a = a = a. Os eixos são perpendiculares entre si.

Fig. 1.4. Estrutura cúbica de corpo centrado. (a) e (c) são representações esquemáticas, mostrando a

localização dos centros dos átomos. (b) Modêlo de esferas rígidas (Bruce Rogers, 7he Nature of Meta/s.

Cleveland: American Society for Metais, 1951) [75].

Estruturas cúbicas de corpo centrado.


23

O ferro tem estrutura cúbica. À temperatura ambiente, a célula unitária do ferro tem um

átomo em cada vértice do cubo e um outro átomo no centro do cubo (Fig. 1.4a). Tal

estrutura cúbica é conhecida como cúbica de corpo centrado.

Cada átomo de ferro, em uma estrutura cúbica de corpo centrado (ccc), é cercado por

oito átomos de ferro adjacentes, quer o átomo esteja localizado em um vértice, quer no

centro da célula unitária. Portanto, todos os átomos de ferro são, geometricamente,

equivalentes (Fig. 1.4c). Há dois átomos por célula unitária em uma estrutura ccc. Um

átomo está no centro do cubo e oito oitavos estão nos oito vértices (Fig. 1.5).

Fig. 1.5. Célula unitária cúbica de corpo centrado. Em um metal, a estrutura ccc tem dois átomos por

célula e um fator de empacotamento atômico de 0,68.

Estrutura cúbica de faces centradas.

O arranjo atômico do cobre (Fig. 1.6) não é o mesmo que o do ferro, embora também

seja cúbico. Além de um átomo em cada vértice da célula unitária, há um no centro de

cada face e nenhum no centro do cubo. Tal reticulado é denominado cúbico de faces

centradas.

Estruturas cúbicas de faces centradas (cfc) são mais comuns entre os metais que as

estruturas cúbicas de corpo centrado. Alumínio, cobre, chumbo, prata e níquel

possuem esse arranjo atômico.


24

Fig. 1.6. Estrutura cúbica de faces centradas de um, metal. (a) e (c) são representações esquemáticas,

mostrando a localização dos centros dos átomos. (b) Modêlo de esferas rígidas. (Bruce Rogers, The

Nature of Meta/s. Cleve1and: American Society for Metais, 1951) [75].

1.9.4 - CRISTAIS HEXAGONAIS.

As estruturas das figuras (1.7a e b) são duas representações de células unitárias

hexagonais simples. Estas células não têm nenhuma posição interna que seja

equivalente aos vértices. Embora o volume da célula da figura (1.7a) seja três vezes o

da célula da figura (1.7b), há três vezes mais átomos (3 versus 1) na célula da figura

(1.7a); portanto, o número de átomos por unidade de volume é o mesmo.

Os metais não cristalizam no hexagonal simples, em virtude do fator de

empacotamento ser muito baixo.


25

Fig. 1.7. Células unitárias hexagonais simples. (a) Representação hexagonal. (b) Representação

rômbica. Ambas são equivalentes com a * c, um ângulo basal de 120° e ângulos verticais de 90° [75].

Estrutura hexagonal de empacotamento fechado ou compacta.

A estrutura hexagonal, Especificamente formada pelo magnésio, está mostrada na Fig.

1.8. Essa estrutura, que é mais densa que a representada na Fig. 1.7, é denominada

de hexagonal de empacotamento fechado ou hexagonal compacta (hc). É

caracterizada pelo fato de que cada átomo de uma dada camada está diretamente

abaixo ou acima dos interstícios formados entre três átomos das camadas adjacentes.

Portanto, cada átomo tangencia três átomos na camada acima do seu plano, seis

átomos no seu próprio plano e três átomos na camada abaixo do seu plano [75].

Fig. 1.8. Estrutura hexagonal compacta. (a) Vista esquemática, mostrando a localização dos centros dos

átomos. (b) Modêlo de esferas rígidas [75].


26

1.9.5 - OUTROS RETÍCULOS CRISTALINOS.

Não daremos maiores atenções aos outros sistemas cristalinos (Tabela 1.4) e aos

grupos espaciais (Fig. 1.9) das outras estruturas cristalinas, porque os princípios são os

mesmos que os citados anteriormente.

Fig. 1.9. Grupos espaciais. Estes 14 reticulados de Bravais se repetem nas três dimensões. Cada ponto

indicado tem idênticas vizinhanças. Compare com a Tabela 1.4 [75].

1.9.6 - DIREÇÕES NO CRISTAL.

Quando, em seguida, correlacionarmos várias propriedades e estruturas cristalinas,

será necessário identificar direções específicas no cristal. Isto pode ser conseguido,

com relativa facilidade, se usarmos a célula unitária como base. Por exemplo, a Fig.

1.10 mostra três direções em um reticulado ortorrômbico simples. A direção [111] é

aquela de uma reta que passa pela origem e por um ponto cuja coordenada em cada

eixo é o correspondente parâmetro da célula. Analogamente, as direções [101] e [100]

são retas passando pela origem e pelo ponto 1, 0, 1 e 1,0, 0, respectivamente.


27

Fig.1.10. Direções no cristal. Usualmente, utilizam-se colchetes [h k I] para indicar as direções no cristal.

Os parênteses (h k l) indicam planos cristalinos [75].

1.9.7- PLANOS CRISTALINOS.

Um cristal contém planos de átomos e esses planos influenciam as propriedades e o

comportamento do cristal. É, portanto, vantajoso identificar os vários planos atômicos

que existem em um cristal.

Os planos cristalinos mais facilmente visualizados são os que limitam a célula unitária;

entretanto, existem muitos outros planos. Os planos mais importantes, nos cristais

cúbicos estão mostrados nas Figs. 1.11, 1.12, e 1.13.

Os planos nas Figs.1.11 a 1.13 são designados (010), (110) e (−111), respectivamente.

Estes símbolos (hkl) são denominados índices de Miller [75].

Fig. 1.11. Planos (010) em estruturas cúbicas. (a) Cúbica simples. (b) ccc. (c) cfc. [Observe que os

planos (020) incluídos para as estruturas ccc e cfc, são idênticos aos planos (010)].


28

Fig. 1.12. Planos (110) em estruturas cúbicas. (a) Cúbica simples. (b) ccc. (c) cfc. [Os planos (220)

incluídos para a estrutura cfc, são equivalentes aos planos (110)].

Fig. 1.13. Planos (111) em estruturas cúbicas. (a) Cúbica simples. (b) ccc. (c) cfc. Interseções negativas

são indicadas com barras sobre o índice. [Os planos (222) incluídos para a estrutura ccc, são

equivalentes aos planos (−1 11)].

Em resumo, os planos (010) são paralelos aos eixos cristalográficos x e z. Os planos

(110) são paralelos ao eixo z, mas cortam os eixos x e y em distâncias, contadas a

partir da origem, iguais aos parâmetros correspondentes.

Os planos (-111) cortam os três eixos cristalográficos.

Os números usados acima são os inversos das distâncias das interseções do plano

com os eixos à origem, medidas usando-se como unidade o parâmetro correspondente

ao eixo. O plano (010) corta o eixo y em 1 e os eixos x e z e no infinito.


29

( )0101,11,1

=∞∞

Para o plano (110): ( )1101,11,

11

=∞

Para o plano (−111): ⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

− −101

11,

11,

11

Como a origem é escolhida arbitrariamente, isto é, poderia ser tanto o ponto O' como o

ponto O da Fig. 1.11a, o plano com índices (010) é igualmente arbitrário. Assim sendo,

(010) é um símbolo para todos os planos atômicos que são paralelos ao plano que

satisfaz a definição dada no parágrafo anterior. Esta generalização dos índices é

completamente lógica, ainda mais que todos estes planos paralelos são

geometricamente semelhantes. Os índices de Miller podem também ser negativos, e o

sinal negativo é colocado sôbre o dígito correspondente, por exemplo, (−11

−1 ).

1.9.8- IMPERFEIÇOES CRISTALINAS

1.9.8.1 - INTRODUÇÃO.

Imperfeições do reticulado são encontradas na maior parte dos cristais. Nos casos em

que estão envolvidos individualmente átomos deslocados, átomos extras ou falta de

átomos, temos os defeitos pontuais. Os defeitos de linha envolvem a aresta de um

plano extra de átomos. Finalmente, temos as imperfeições de fronteira, quer entre

cristais adjacentes, quer nas superfícies externas do cristal.

Tais imperfeições influenciam muitas das características dos materiais, tais como

resistência mecânica, propriedades elétricas, propriedades químicas e serão discutidas

nos capítulos subseqüentes.


30

Fig. 1.14. Defeitos pontuais. (a) Vazios. (b) Vazio duplo (faltam dois átomos). (c) Defeitos de Schottky

(vazios de um par de íons). (d) Defeitos intersticiais (e) Defeito de Frenkel(deslocamento de um íon) [75].

1.9.8.2 - DEFEITOS PONTUAIS.

Vazios.

O mais simples defeito pontual é um vazio, o qual simplesmente envolve a falta de um

átomo (Fig.1.14) dentro de um metal. Tais defeitos podem resultar de um

empacotamento imperfeito durante a cristalização original ou podem se originar das

vibrações térmicas dos átomos em temperatura elevada, pois, conforme a energia

térmica se eleva, aumenta também a probabilidade dos átomos individuais se

afastarem de suas posições de menor energia. Os vazios podem ser simples como

aquele mostrado na Fig.1.14a ou dois ou mais deles podem se condensar para formar

um vazio duplo (Fig.1.14b) ou triplo.

Defeitos de Schottky

Estão intimamente relacionados com vazios, mas são encontrados em compostos que

devem manter um balanço de carga (Fig. 1.14c). Envolvem vazios de par de íons de

cargas opostas. Tanto os vazios como os defeitos de Schottky facilitam a difusão

atômica.


31

Defeitos intersticiais.

Um átomo extra pode se alojar em uma estrutura cristalina.Tal imperfeição produz uma

distorção no reticulado (Fig.1.14d), salvo se o átomo intersticial for menor que os

átomos restantes do cristal.

Defeitos de Frenkel

Quando um íon é deslocado de sua posição no reticulado para um interstício

(Fig.1.14e), temos o defeito de Frenkel.

1.9.8.3 - DEFEITOS DE LINHA (DISCORDÂNCIAS)

Discordância em cunha

O tipo mais comum de defeito de linha, no interior de um cristal, é uma discordância.

Uma discordância em cunha está mostrada na Fig. 1.15. Pode ser descrita como a

aresta de um plano atômico extra na estrutura cristalina. Zonas de compressão e de

tração acompanham uma discordância em cunha, de forma que há um aumento de

energia ao longo da discordância. A distância de deslocamento dos átomos ao redor da

discordância é denominada vetor de Burgers. Esse vetor é perpendicular à linha da

discordância em cunha.

Fig. 1.15. Discordância em cunha. Um defeito em linha ocorre na aresta de um plano atômico extra.

(Guy, A. G., Elements of Physical Metallurgy, Reading Mass.: Addinson Wesley, 1959, pag. 110) [75].

Discordância helicoidal

Uma discordância helicoidal tem seu deslocamento, ou vetor de Burgers, paralelo ao

defeito de linha (Fig. 1.16). Tensões de cisalhamento estão associadas aos átomos


32

adjacentes; assim sendo, analogamente às discordâncias em cunha, também nesse

caso, temos um aumento de energia.

Ambos os tipos de discordâncias estão intimamente associados à cristalização. As

discordâncias em cunha, por exemplo, são originadas quando há uma pequena

diferença na orientação de partes adjacentes do cristal em crescimento, de forma que

um plano atômico extra é introduzido ou eliminado.

Como está mostrado na Fig. 1.16, uma discordância helicoidal permite um fácil

crescimento do cristal, uma vez que os átomos e células unitárias adicionais podem ser

adicionados ao "passo" da hélice. Assim sendo, o termo helicoidal é muito adequado, já

que, conforme o crescimento se processa, uma hélice se "enrola" em torno do eixo.

Da mesma forma que na cristalização, as discordâncias estão associadas também com

deformação. Vemos isso na Fig. 1.17, onde uma tensão de cisalhamento origina tanto

uma discordância em cunha como uma helicoidal. Ambas levam ao mesmo

deslocamento final e estão relacionadas através da discordância mista que se forma.


33

Fig. 1.17 - Formação de discordância por cisalhamento. (a) Discordância em cunha. (b) Discordância

helicoidal. (c) Discordância mista [75].

1.9.8.4 - Contornos de Grão.

Fig. 1.16. Discordância helicoidal. O vetor

de deslocamento (vetor de Burgers) é

paralelo ao defeito de linha [75]


34

Embora um material, como o cobre de um condutor elétrico, contenha apenas uma

fase, ele contém muitos cristais de várias orientações. Esses cristais individuais são

denominados grãos. A forma do grão em um sólido é usualmente controlada pela

presença dos grãos circunvizinhos. No interior de cada grão, todos os átomos estão

arranjados segundo um único modelo e uma única orientação, caracterizada pela

cédula unitária. Entretanto, no contorno do grão entre dois grãos adjacentes há uma

zona de transição, a qual não está alinhada com nenhum dos grãos (Fig. 1.18).

Quando um metal é observado ao microscópio, embora não possamos ver os átomos

individuais ilustrados na Fig. 1.18, podemos facilmente localizar os contornos dos

grãos, se o metal foi atacado. Primeiramente, o metal é cuidadosamente polido, de

forma a se obter uma superfície plana e espelhada e, então, quimicamente atacado por

um curto período de tempo.

Fig. 1.18 - Contornos de grão. Observe a área de desordem na transição de um grão para outro. (Clyde

Mason, Introductory Physical Metal/urgy. Cleveland: American Society for MetaIs, 1947) [75].


35

Fig. 1.19 - Contornos de grão. (a) Molibdênio (250 x) (O. K. Riegger). (b) Periclásio, MgO, de alta

densidade (250 x) (Gardner, R. E. e G. W. Robinson, Jr., "Improved Method for Polishing Ultra-High

Density MgO" J. Am. Ceram. Soe. 45, 46 (1962) [75].

Os átomos, na área de transição entre um grão e o seguinte, se dissolverão mais

facilmente que os outros átomos e deixarão uma linha que pode ser vista com o

microscópio (Fig. 1.19); o contorno de grão atacado não atua como um espelho perfeito

como acontece com o restante do grão.

Podemos considerar o contorno de grão como sendo bidimensional embora, na

verdade, tenha uma espessura finita de 2 a 10 ou mais distâncias atômicas. A

diferença na orientação dos grãos adjacentes produz um empacotamento dos átomos

menos eficientes ao longo do contorno. Dessa forma, os átomos ao longo do contorno

têm uma energia mais elevada que aqueles do interior dos grãos. Isto justifica o ataque

mais rápido dos contornos, descrito acima.

A maior energia dos átomos do contorno é também importante na nucleação da nova

fase e o menor empacotamento atômico favorece a difusão atômica.

Há ainda um segundo tipo de contorno, o qual é suficientemente distinto daqueles

mostrados na Fig. 1.19, para merecer uma discussão separada. É o denominado

contorno de pequeno ângulo e é, na realidade, uma série de discordâncias alinhadas

(Fig. 1.20). A energia associada a este tipo de contorno é relativamente pequena;


36

entretanto, ele tem importância, porque tende a ancorar os movimentos das

discordâncias que normalmente contribuem para a deformação plástica.

Fig. 1.20 - Contorno de pequeno angulo(a) cristal de germânio atacado para mostrar as extremidades

das discordâncias em cunha(100x). (b) Representação esquemática, mostrando apenas as células

unitárias. O angulo θ foi exagerado. (Cortesia de F. L. Vogel Jr.) [75].

1.9.9 - DEFORMAÇÃO PLÁSTICA

Quando são submetidos à ação de forças exteriores, os metais sofrem deformações,

que podem ser elásticas ou plásticas de acordo com a magnitude das forças aplicadas.

Os mecanismos mediante os quais se deformam os metais são basicamente os

seguintes:

1. Deformação por deslizamento

2. Deformação por maclação

3. Bandas de deformação e bandas de dobramento.


37

Dos três mecanismos, o mais importante é o deslizamento, sendo muito pouco

freqüente as bandas de deformação e de dobramento, motivo pelo qual não serão

analisadas. A maclação, por sua parte, se bem que produz pouca deformação em si,

permite o prosseguimento do deslizamento, com se verá na análise a seguir.

1.9.9.1 - DEFORMAÇÃO POR DESLIZAMENTO

A deformação plástica ocorre normalmente nos metais através do deslizamento de

blocos do cristal, uns sobre os outros, ao longo dos planos cristalográficos bem

definidos que são chamados planos de deslizamento. Numa aproximação grosseira,

o deslizamento, ou escorregamento, de um cristal pode ser considerado análogo à

distorção produzida quando se espalha um baralho sobre a mesa, empurrando uma de

suas extremidades. A figura (1.21) ilustra esta visualização clássica do deslizamento.

Figura 1.21 - (a) orientação dos cristais antes da aplicação da deformação; (b) orientação após a

aplicação da deformação sem qualquer restrição para o deslizamento; (c) orientação após a aplicação

da deformação com a presença de restrições para o deslizamento (garras do equipamento de ensaio de

tração)

1.9.9.2 – TENSÃO CRÍTICA DE CISALHAMENTO

Existe uma tensão crítica a partir da qual um metal começa a se deformar


38

plasticamente a uma velocidade apreciável. Abaixo desta tensão o material se encontra

na zona elástica e somente pode-se deformar a velocidade de deformação muito baixa

e com grandes tempos.

O deslizamento é produzido por tensões tangenciais atuando nos planos de

deslizamento. Tem-se provado experimentalmente que é necessário que a tensão de

corte no plano e na direção de deslizamento alcance um certo valor crítico, para que o

cristal comece a deformar-se plasticamente. A tensão mínima sob a qual se produz

deformação plástica no sistema de deslizamento dado, se denomina tensão crítica de

cisalhamento.

A determinação da tensão crítica de cisalhamento para um sistema de deslizamento,

efetua-se em função da força externa aplicada sobre o cristal e da orientação do

sistema de deslizamento em relação a aquele de aplicação da força externa.

Para simplicidade de análise considera-se o que ocorre num monocristal cilíndrico

sujeito a um esforço de tração segundo seu eixo (figura 1.22).

1. Na superfície transversal (S) do cilindro atua a força de tração (P) na direção do eixo

do cilindro (E).

2. O plano de escorregamento de superfície (S') está inclinado de um determinado

ângulo (θ); este ângulo corresponde à inclinação da normal do plano de

escorregamento (B) em relação ao eixo do cilindro (E).

3. A relação entre as superfícies (S) e (S') fica então estabelecida:

S' = S/cos(θ)

4. A força de tração (P) pode ser decomposta em uma força normal (Pn) ao plano de

escorregamento na direção da normal (B) e uma força tangencial (Pt) na direção da

reta (C), que é a linha de maior inclinação no plano de escorregamento.


39

Figura 1.22 - Análise de esforços em um monocristal cilíndrico.

5. As expressões da força (P) decomposta ficam:

Pn = Pcos(θ) Pt = Psen(θ)

6. A força decomposta (Pt) é a força de cisalhamento que atua no plano de

escorregamento; a tensão de cisalhamento é calculada pela relação:

)cos().sen('' θθτ

SP

SPt ==

e como SP=σ é a tensão de tração, tem-se:

)cos().sen(' θθστ =

7. Contudo, apenas eventualmente a direção cristalográfica de escorregamento (D)

coincide com a direção de linha de maior inclinação (C); em geral elas formam um

ângulo (β), no plano de escorregamento.

8. Assim, para calcular a tensão de cisalhamento atuante no plano de escorregamento

e na direção de escorregamento é necessário nova decomposição de força nessa


40

direção (D).

)cos(' βττ = ou

)cos().cos().sen(. θβθστ =

Analisando então a expressão que permite calcular a tensão crítica de cisalhamento,

decomposta e atuante no plano e direção de escorregamento, pode-se notar que:

a. O valor máximo da tensão de cisalhamento em função do ângulo e de inclinação do

plano de escorregamento em relação ao eixo de tração ocorre quando θ = 45O.

b. Para ângulos e maiores e menores do que 45O as tensões são menores, e no caso

do ângulo aproximar-se de 90O a tendência da força de tração é provocar mais a

separação dos átomos entre si do que o deslizamento do átomo, uns em relação aos

outros.

O critério de escorregamento estabelecido por essa expressão, que se constitui numa

lei de definição do fenômeno, sofre alterações para alguns metais com o surgimento de

escorregamentos transversais de escorregamento principais e retomo posterior às

direções originais ou escorregamentos conjugados.


41

2 - FORJAMENTO

O forjamento é, com absoluta certeza, o mais antigo dos processos detransformação

mecânica de metais, com registros datando de cerca de 7.000 anosatrás. Há

evidências de que o forjamento foi usado no Egito antigo, Grécia, Pérsia,Índia, China e

Japão para a fabricação de armas, jóias e uma variedade deutensílios. Naquela época,

os artesãos que dominavam as técnicas do forjamentoeram tratados com muito

respeito e consideração. Por volta de 1600 A.C., na ilha de Creta antiga, placas de

pedra gravadas eram usadas como matrizes paragravação em ouro e prata. Isto

evoluiu para a fabricação de moedas, medianteum processo semelhante, cujos

registros datam de cerca de 800 A.C. Matrizes mais complexas foram usadas em

Roma, por volta de 200 A.C. A evolução do forjamento permaneceu estagnada durante

muitos séculos, até o surgimento domartelamento com guia, no final do século VIII D.C.

Este desenvolvimento permitiu o ingresso definitivo do forjamento na indústria, como

processo de fabricação.

Atualmente, o forjamento é um importante processo industrial, largamente utilizado na

fabricação de componentes de elevada resistência para aindústria automotiva,

aeroespacial e outras aplicações. Tais componentes incluem eixos de manivela para

motores (virabrequins), bielas, engrenagens, componentesestruturais para aeronaves e

peças para turbinas de motores a jato. Além disso,lingotes de aço e outras ligas

metálicas são submetidos a operações primárias de forjamento, produzindo formas

básicas que são subseqüentemente usinadas.

2.1 - DEFINIÇÃO

Forjamento é um processo de conformação no qual modificam-se a geometria, as

dimensões e as propriedades mecânicas de um corpo metálico pela ação de tensões

compressivas diretas.

A ação das matrizes se dá mediante a aplicação de golpes rápidos e repetidos

(martelos de queda livre ou acionados) ou pela aplicação lenta de intenso esforço

compressivo (prensas hidráulicas, excêntricas e de parafuso).


42

2.2- CLASSIFICAÇÃO

2.2.1- . TEMPERATURA DE TRABALHO

a) FORJAMENTO A QUENTE

• mais comum

• formas simples (matriz aberta)

• formas complexas (matrizes fechadas)

• recuperação e recristalização

• oxidação e contração térmica: sobremetais

b) FORJAMENTO A FRIO

• para peças de geometrias mais simples

• encruamento

• tolerâncias mais estreitas


43

Figura 2.1 –Forjamento a quente de peças simples

Figura 2.2 –Forjamento a quente de peças complexas (matriz fechada)


44

2.3 - GRAU DE RESTRIÇÃO AO FLUXO DE METAL

2.3.1 - FORJAMENTO LIVRE (MATRIZ ABERTA)

• formas simples e regulares (anéis, eixos, etc.)

• peças de grandes dimensões

• baixa produtividade

• normalmente realizado com martelos, embora operações de desbaste de lingotes

devam ser feitas em prensas hidráulicas

Figura 2.3 –Forjamento livre em matriz aberta

2.3.2 - FORJAMENTO EM MATRIZES FECHADAS

• para peças de geometrias complexas

• alta produtividade

• maior homogeneidade estrutural

• melhor qualidade dimensional

• normalmente realizado em prensas mecânicas, embora algumas peças, mais simples,

possam ser forjadas em martelos.

VARIAÇÃO: Forjamento em Matriz Fechada sem Rebarba

• controle rigoroso do volume de metal a ser forjado


45

Figura 2.4 –Forjamento em matriz fechada

2.3.3 - FORJAMENTO A QUENTE EM MATRIZ ABERTA

As matrizes de forjamento livre são, na maioria das aplicações, planas ou com ligeiros

contornos superficiais que auxiliam a amoldar a peça. Além disso, a peça deve ser

manipulada freqüentemente (girando-a periodicamente e/ou movendo-a para frente e

para trás) para se atingir a mudança de forma desejada. A habilidade do operador é um

fator importante para o êxito nestas operações.

Um exemplo de forjamento em matriz aberta é a transformação de grandes lingotes

fundidos de aço com seção quadrada ou hexagonal em barras de seção transversal

circular. Operações de forjamento em matriz aberta produzem formas grosseiras e são

necessárias operações subseqüentes de beneficia-mento das peças para obtenção da

geometria e dimensões finais. Uma importante contribuição do forjamento livre a

quente é a obtenção de uma estrutura metalúrgica favorável no metal, devida não só

aos fenômenos de recuperação e recristalização, mas, também à diminuição da

porosidade interna nas peças forjadas.


46

OPERAÇÕES TÍPICAS:

• desbaste utilizando matrizes com superfícies convexas, côncavas e planas, este

último caso conhecido como estiramento.

• corte e fendilhamento, como operação intermediária.

• recalque de cilindros, para a produção de discos e rodas

• forjamento de anéis, empregando combinações de matrizes

Figura 2.5 –Forjamento livre em matriz aberta


47

ANÁLISE DO FORJAMENTO EM MATRIZ ABERTA

DEFORMAÇÃO DO METAL NO ESTIRAMENTO POR FORJAMENTO

Figura 2.6 – Análise da deformação no estiramento por forjamento

2.3.4 - FORJAMENTO A QUENTE EM MATRIZES FECHADAS

Processos básicos: recalque, espalhamento e ascensão

Seqüência de processamento

• corte, aquecimento

• limpeza, etapas de forjamento

• rebarbação

• tratamento térmico

• acabamento superficial


48

• Etapas de forjamento: esboçadora, formadora, calibradora

Comparação do forjamento a quente convencional com o de precisão

• controle da temperatura do aquecimento

• controle do corte e das dimensões do tarugo

• precisão dimensional e geométrica de matrizes e insertos

Figura 2.7 –Seqüência de forjamento de um processo básico

Rebarbação:

A rebarba é a região do forjado que sofre deformação mais intensa

A formação de rebarba visa:

• garantir preenchimento correto das matrizes


49

• escoar excesso de material do tarugo

• acomodar defeitos de forjamento

Figura 2.8–Oeração de rebarbação

Figura 2.9 – Etapas do forjamento


50

Figura 2.10 – Etapas do forjamento de um virabrequim

Figura 2.11 – Esquema e foto de um forjamento de cilindros

2.3.5 - FORJAMENTO A FRIO

Processos básicos: recalque e extrusão


51

Seqüência de processamento

• corte

• lubrificação

• etapas de forjamento

• recozimentos intermediários

FORJAMENTO DE PRECISÃO

• a quente, a frio, morno ou isotérmico

• menores sobremetais, sem rebarbas, sem ângulos de extração e raios de

arredondamento menores

Figura 2.12 – Peças forjadas a frio

2.3.6 - EQUIPAMENTOS PARA FORJAMENTO

Podem ser classificados com respeito ao princípio de operação em:


52

Martelos

Prensas de forjamento

recalcadoras

Essas máquinas são energeticamente limitadas.

TIPOS DE MARTELOS DE FORJAMENTO:

Martelos de queda livre

Martelo de dupla ação

Martelo de contra golpe

Normalmente uma peça é forjada com várias pancadas repetidas 60 a 150 pancadas

por minuto

MARTELO EM QUEDA LIVRE

Este equipamento consiste de uma base que suporta colunas, nas quais são inseridas

as guias do suporte da ferramenta, e um sistema para a elevação da massa cadente

até a altura desejada.

SISTEMAS DE ELEVAÇÃO:

Pressão exercida por ar comprimido;

Cintas de couro;

Correntes metálicas;

Tábua de madeira especial;


53

Cilíndrico hidráulico.

MARTELO DE DUPLA AÇÃO

Neste equipamento, a massa cadente é conectada a um pistão contido em cilindro no

topo do martelo.

Figura 2.13 – Martelo de queda livre Figura 2.14 – Martelo de dupla ação

MARTELO DE CONTRAGOLPE

Vantagens em relação aos outros tipos de martelos:

maior rendimento;

maior velocidade de acionamento.


54

Figura 2.15 – Martelo de contra golpe

Desvantagens:

Maior desalinhamento entre as partes superior ou inferior da matriz;

Necessidade da força de forjamento estar localizada no meio da matriz para evitar

grandes atritos entre massas e as guias;

Impossibilidade de manipulação da peça durante o movimento;

Maiores despesas de manutenção.

Capacidade – 500 – 15.000 kgm

TIPOS DE PRENSAS USADAS EM FORJAMENTO:

Prensas hidráulicas

Prensas mecânicas (excêntricas e de fricção)

prensas recalcadoras.


55

Tipos de prensas para forjamento:

Prensas hidráulicas verticais – com cilíndrico na sua parte superior.

Este equipamento é de força restrita.

Prensas mecânicas excêntricas. Conhecida como de curso limitado.

Prensas de fricção – possuem dois pratos de fricção unidos axialmente a uma árvore.

O sentido de rotação da árvore pode ser invertido de modo que a rosca sem-fim possa

subir e descer.

Figura 2.16 – Máquinas forjadoras do tipo prensas horizontais (recalcadoras)


56

3 - EXTRUSÃO

A extrusão, como um processo industrial, foi criada por volta de 1800, na Inglaterra,

durante a Revolução Industrial, quando aquele país era o principal inovador tecnológico

do mundo. A invenção, pioneira, era uma prensa hidráulica para extrusão de tubos de

chumbo.

Uma importante revolução no processo ocorreu na Alemanha, por volta de 1890,

quando a primeira prensa de extrusão horizontal foi construída para extrudar metais

com ponto de fusão mais alto do que o do chumbo. A característica que possibilitou

essa inovação foi o uso de um disco na ponta do êmbolo de extrusão (dummy block, ou

falso pistão), que o separava do tarugo, resguardando-o do calor excessivo.

Comumente, entre esse falso pistão e o metal a ser extrudado, se interpõe um pedaço

de material suplementar (geralmente grafite) para forçar a passagem de todo o material

através da matriz e evitar resíduo de metal não extrudado.

Figura 3.1 –Extrusão a quente de peças simples

A extrusão é, então, um processo de compressão indireta, que pode ser realizado

a quente ou a frio, no qual um metal é forçado a fluir através de uma matriz aberta,

de modo a produzir barras, tubos ou os mais variados perfis, ou seja, produtos

com seção transversal idêntica em todo o seu comprimento.


57

3.1 - GENERALIDADES

Embora existam várias maneiras de realizar o processo, ele pode ser comparado

ao efeito de se apertar um tubo de creme dental. O esforço de compressão é

exercido por meio de um êmbolo que empurra o metal contra uma matriz que

possui um orifício com a forma do perfil que se deseja fabricar. A tensão aplicada,

portanto, tem que superar em muito a tensão de escoamento do metal, para

permitir um fluxo regular e contínuo de produto através da matriz. O comprimento

do produto extrudado é limitado, no entanto, pela diferença entre os volumes do

tarugo e do refugo que sobra no container. Geralmente são extrudadas ligas não-

ferrosas (Al, Mg, Cu), por causa das baixas resistências ao escoamento e das

baixas temperaturas de extrusão, embora também possam ser extrudados alguns

aços comuns e inoxidáveis. Deve-se ter cuidado com estes materiais de maior

resistência e pontos de fusão mais elevados, porque eles podem se soldar à

parede do container, inconveniente que somente pode ser evitado com a

prevenção do contato direto metal-metal. Novos tipos de lubrificantes, ativos em

temperaturas e pressões elevadas, têm permitido extrudar tais materiais.

3.2 - CLASSIFICAÇÃO

3.2.1 – QUANTO A TEMPERATURA DE TRABALHO

A) EXTRUSÃO A QUENTE

• grandes reduções de seção numa só etapa

• engloba a maioria dos processos para obter produtos longos semi-acabados (barras)

e acabados (perfis e tubos)

B) EXTRUSÃO A FRIO

• pequenas reduções de seção em vários estágios

• obtenção de peças de precisão


58

A B

Figura 3.2 –Perfis do alumínio (A) e cobre e suas ligas (B) obtidos por Extrusão a quente

Figura 3.3 – Perfis do cobre e suas ligas (B) obtidas por Extrusão a quente


59

Figura 3.4 – Exemplos de peças obtidas por extrusão a frio

3.2.2 – QUANTO AS DIMENSÕES DO PRODUTO

A) PROCESSO SEMI-CONTÍNUO

• produtos longos, cujo comprimento é limitado pelo volume do tarugo que cabe no

container.

• em quase todos os casos, o longo perfil extrudado é cortado

em pequenos comprimentos

B) PROCESSO DISCRETO

• uma peça simples é produzida em cada ciclo de extrusão (a extrusão por impacto é

um exemplo de processo discreto)


60

Figura 3.5 – Extrusão de processos semi-contínuos (produtos longo)

Figura 3.6 – Fotos de extrusão de processos semi-contínuos (produtos longo)

3.2.3 – QUANTO AO SENTIDO DE DESLOCAMENTO DO PISTÃO

A) EXTRUSÃO DIRETA

Um tarugo é colocado no interior de um recipiente de extrusão e um pistão

comprime esse material, forçando-o a fluir através de uma ou mais aberturas em

uma matriz situada na extremidade oposta do recipiente.

Um problema na extrusão direta é o significativo atrito existente entre a superfície

do tarugo e as paredes do recipiente quando o material é forçado a deslizar em

direção à abertura da matriz. Na extrusão direta, esse atrito causa um substancial

aumento na força de extrusão. Na extrusão a quente, o problema do atrito é


61

agravado pela presença de uma camada de óxidos na superfície do tarugo, a qual

pode, também, causar defeitos no produto extrudado.

Figura 3.7 – Extrusão direta

B) EXTRUSÃO INVERSA

Caso 1: A matriz, ao invés de ser fixada na extremidade do recipiente, é montada

num pistão oco (ou constituído por hastes). Quando o pistão avança no interior do

recipiente, o metal é forçado a fluir através do orifício da matriz, em sentido oposto

ao movimento do pistão. Não há atrito entre o tarugo e a parede interna do

recipiente e, então, a força de extrusão é menor que na extrusão direta.

Caso 2: Usada também na produção de seções tubulares, a extrusão inversa,

neste caso, emprega um pistão com diâmetro menor que o do recipiente, de modo

que o metal flui ao redor da matriz, gerando um produto em forma de copo.

Figura 3.8 – Extrusão Inversa (caso 1)


62

Figura 3.9 – Extrusão Inversa (caso 2)

3.2.4 - OUTROS PROCESSOS DE EXTRUSÃO

A) EXTRUSÃO POR IMPACTO

Realizado em alta velocidade e em passes curtos, este processo é utilizado para

fabricação de componentes individuais. Como o nome sugere, o punção se choca

contra o metal, ao invés de simplesmente pressioná-lo. O impacto pode promover

uma extrusão direta, uma extrusão inversa, ou uma combinação desses modos.

A extrusão por impacto é usualmente realizada a frio numa variedade de metais.

Os produtos apresentam, em geral, paredes muito finas (p. ex., capas de pilhas).

B) EXTRUSÃO HIDROSTÁTICA

O problema do atrito pode ser superado envolvendo-se o tarugo por um fluido no

interior do recipiente e pressurizando este fluido por meio do movimento do pistão.

Deste modo, não há atrito com a parede do recipiente e o atrito no orifício da

matriz é reduzido. A força no êmbolo é muito menor que na extrusão direta

convencional.

O processo pode ser realizado à temperatura ambiente ou


63

em temperaturas elevadas e, neste caso, devem ser empregados procedimentos

especiais e fluidos resistentes ao calor. A pressão hidrostática em uma peça aumenta

sua ductilidade. Portanto, esse processo pode ser usado em metais frágeis.

Metais dúcteis também podem ser extrudados hidrostaticamente, possibilitando altas

relações de redução.

Uma desvantagem do processo é que ele requer a preparação do tarugo inicial, que

deve possuir em uma das extremidades uma geometria que se adapte ao ângulo da

matriz. Isso evita que o fluido escoe pela abertura da matriz quando o recipiente é

inicialmente pressurizado.

Figura 3.10 – Extrusão Hidrostática

3.3 - EQUIPAMENTOS DE EXTRUSÃO

• prensas hidráulicas (horizontais para extrusão a quente e verticais para extrusão a

frio) com capacidade de 1000 a 8000 T

• ação contínua, por acionamento hidro-pneumático ou oleodinâmico

A prensa de extrusão é, essencialmente, um conjunto cilindro-pistão hidráulico, onde o

cilindro necessita constante alimentação de líquido sob pressão para movimentar o

pistão. A alimentação do cilindro pode se dar com o auxílio de uma bomba hidráulica,

que mantém a velocidade do pistão no nível necessário para a extrusão, ou com o

emprego de uma acumulador de pressão. No primeiro caso, temos o chamado

acionamento oleodinâmico e, no segundo caso, o acionamento é hidro-pneumático.


64

Figura 3.11 – Prensa horizontal de extrusão de barras e perfis

Equipamentos auxiliares:

• sistemas de corte de barras

• sistemas de retrocesso do pistão

• fornos para aquecimento de tarugos (indutivos para maior rapidez e uniformidade de

aquecimento)

• controle da atmosfera de aquecimento


65

Figura 3.12 –Componentes de ferramental para extrusão a quente

3.4 - PARÂMETROS FÍSICOS

Força de extrusão:

A força requerida para o processo depende da resistência do material, da relação

de extrusão, da fricção na câmara e na matriz, e outras variáveis como a

temperatura e a velocidade de extrusão. A força pode ser estimada pela equação:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

fAAKAF 0

0 ln

onde: F = Força; A0 = Area Inicial; K = Constante de Extrusão e Af = Area Final.


66

Figura 3.12 – Alguns valores da constante de extrusão K em MPa para diferentes materiais

Tabela 3.1 - Faixas de temperatura de extrusão para vários metais.

METAL TEMPERATURA OC

Chumbo 200 - 250

Alumínio e suas ligas 375 - 475

Cobre e suas ligas 650 - 950

Aços 875 – 1300

Ligas Refratárias 975 - 2200

3.5 - DEFEITOS DA EXTRUSÃO

Dependendo das condições e do material extrudado podem ocorrer vários tipos de

defeitos, que afetam a resistência e qualidade do produto final. Os principais são:


67

Extrusão a quente:

Defeitos causados por modos de escoamento incorretos (intrusão), por defeitos e

impurezas na matéria-prima ou pela escolha inadequada da temperatura e

velocidade de extrusão.

Extrusão a frio:

Defeitos causados por geometria inadequada das matrizes ou pela lubrificação

insuficiente (“chevron”), ou pela deformação excessiva na extrusão (trincas).

Trinca superficial:

Ocorre quando a temperatura ou a velocidade é muito alta, pois há aumento

significativo da temperatura da superfície, causando trincas e rasgos

intergranulares. Ligas de alumínio, magnésio e zinco. Maneiras de evitar: reduzir a

velocidade de extrusão; diminuir a temperatura do tarugo.

Trinca interna:

O centro do tarugo pode desenvolver fissuras que são conhecidas como trincas

centrais, fratura tipo ponta de flecha ou “chevron”. O defeito é atribuído à tensão

hidrostática de tração na linha central , similar à situação da região de estricção

em um corpo em ensaio de tração.

Figura 3.13 – Modos de Escoamento na Extrusão


68

Figura 3.14 – Defeitos “chevron” causado pela extrusão a frio

Figura 3.15 – Defeitos “chevron” causado pela extrusão a frio


69

4 - TREFILAÇÃO

A trefilação é um dos processos mais antigos de conformação de metais. Os

adornos de ouro em forma de arame trabalhado foram incorporados aos adornos

pessoais dos faraós egípcios, quase 3.000 anos antes de Cristo. No século XIV,

Rudolph de Nuremberg trouxe para a indústria o primeiro equipa-mento mecânico

de trefilação, que era movido a água. De 1850 a 1870, devido à difusão do

telégrafo e à conseqüente demanda por fios condutores, a trefilação sofreu um

grande avanço.

Nos últimos 30 anos tem-se visto avanços nas técnicas de trefilação e significativo

aperfeiçoamento do tratamento térmico contínuo, com menor inter-ferência

humana, com o objetivo de melhorar a uniformidade e a qualidade, aumentar a

produtividade e reduzir os custos de produção.

O processo de trefilação ocorre pelo tracionamento de fio, barra ou tubo através

de uma matriz, denominada fieira. Como a seção transversal do orifício da fieira é

sempre menor que a da peça trabalhada, o processo ocasiona uma redução em

área e um aumento no comprimento. Como a operação é comumente realizada a

frio, ocorre o encruamento com alteração das propriedades mecânicas do material

do fio.

Esta alteração se dá no sentido da redução da ductilidade e aumento da

resistência mecânica.

Portanto, o processo de trefilação comumente é um trabalho de conformação

mecânica realizado a frio, isto é, a uma temperatura de trabalho abaixo da

temperatura de recristalização.

A finalidade do processo de trefilação é a obtenção de um produto com

dimensões, acabamento superficial e propriedades mecânicas controladas.

De uma maneira geral pode-se dizer que:


70

A TREFILAÇÃO é um processo em que se obtêm produtos com seções de

geometrias diversas pela tração desses produtos por uma matriz (denominada

fieira) que define o perfil do trefilado;

Comumente realizado a frio, o que produz encruamento na peça;

Realiza pequenas reduções de seção por passe;

Excelente qualidade superficial e dimensional;

Propriedades mecânicas controladas.

Algumas vezes o Recozimento intermediário é necessário quando a queda de

dutilidade associada ao aumento da resistência provoca a queda de

conformabilidade.

A matéria prima são Barras e tubos extrudados (não-ferrosos) ou laminados

(ferrosos e não-ferrosos), decapados e limpos, com qualidade superficial

controlada e recozidos.

Os produtos são Arames, fios finos, barras, perfis diversos e tubos.

Figura 4.1 –Reduções realizadas para obtenção de peças por trefilação


71

A matéria-prima para o processo de trefilação é um produto na forma de arame (ou

barra ou tubo) obtido pelo processo de extrusão (para metais não-ferrosos) ou pelo

processo de laminação (para metais ferrosos e não-ferrosos).

Tens

ão

Trabalho a frio

Deformação

Figura 4.2 – Reduções realizadas para obtenção de peças por trefilação

Figura 4.3 – seções de perfiz obtidos por trefilaçào


72

4.1 – CLASSIFICAÇÃO DOS PRODUTOS TREFILADOS

Função do tipo de produto: barra, tubo e arame ou fio.

As barras mais finas, em geral com diâmetro menor do que 5 mm, passam a se

denominar arames ou fios.

Denomina-se o produto como arame quando o seu emprego é para fins mecânicos

e, como fio, no caso de fins elétricos

Figura 4.4 – Tipos de trefilados com relação ao diâmetro da seção transversal

4.2 - MECÂNICA DA TREFILAÇÃO

A mecânica da trefilacao envolve:

• Esforços predominantes de compressão indireta

• Atrito entre a matriz e material a trefilar

• Lubrificantes/refrigerantes

• Velocidade de trefilação:

• ~ 600 a 1500 m/min para fios de aço

• ~ 1200 a 2500 m/min para fios de cobre

• ~ 10 a 100 m/min para barras

A lubrificação pode ser por imersão ou por aspersão, e os tipos de lubrificantes são:


73

• Seca: sabões sólidos em pó

• Úmida: soluções ou emulsões de óleos em água

• Pastas e graxas

Figura 4.4 – Tensões de tração (σt) e de compressão (σc) aplicadas na trefilacao

O conhecimento dos esforços necessários e das demais variáveis envolvidas no

processo permite:

reduzir os tempos de parada de máquina devidos a quebra de material;

dimensionar eficientemente partes integrantes de uma máquina trefiladora, com o

objetivo de reduzir o nível de investimento;

reduzir o desgaste das fieiras.

Então, a determinação dos esforços é vital no processo de trefilação e diversos

pesquisadores têm dedicado muito tempo a esse estudo, principalmente no

sentido de estabelecer uma relação entre a força necessária para a trefilação e as

diversas variáveis como:

geometria de ferramenta, condições de atrito e lubrificação, temperatura e

velocidade.

4.3 - FIEIRA


74

Comumente a fieira tem o furo com perfil típico afunilado. Nesses perfis, numa

visão em corte, podem-se distinguir três partes cônicas e uma parte cilíndrica.

A primeira parte cônica é o denominado cone de entrada, que direciona o fio e a

segunda é chamada cone de trabalho onde o metal é deformado. Na parte

cilíndrica ocorre o ajuste do diâmetro do fio e a terceira parte cônica é o cone de

saída, cuja finalidade é facilitar a saída do fio.

O ângulo da fieira, que é o ângulo do cone de trabalho, comumente tem valores

compreendidos entre 5° e 25°. O comprimento da parte cilíndrica varia de zero a

dois diâmetros.

I – cone de entrada

II – cone de trabalho

III – zona cilíndrica ou cilindro de

calibração

IV – cone de saída

Figura 4.5 – Perfil esquemático de uma fieira para trefilação

I - O cone de entrada tem a finalidade de guiar o fio em direção ao cone de

trabalho e permitir que o lubrificante acompanhe o fio.

II - No cone de trabalho ocorre a redução.

III - No cilindro de calibração ocorre o ajuste do diâmetro do fio.

IV - O cone de saída deve proporcionar uma saída livre do fio.


75

Figura 4.6 – Ângulos e regiões de uma fieira para trefilação

Para cada material há um perfil adequado de fieira, no que diz respeito ao ângulo

de entrada, ao ângulo de trabalho, ao ângulo de saída e ao comprimento da zona

cilíndrica.

Hc

β – semi-ângulo do cone de trabalho

(ou semi-ângulo da fieira)

α – semi-ângulo de entrada

γ – semi-ângulo de saída

Hc – altura do cilindro de calibração

Figura 4.7 – Ângulos e regiões de uma fieira para trefilação

A diferença entre os ângulos de fieiras empregadas para diferentes materiais está

associada com a característica de cada material de transmitir, com mais ou menos

facilidade por toda a seção, o efeito da resistência aos esforços cisalhantes que

produzem deformação a frio (trabalho redundante), ou seja, está relacionada com

a ductilidade do material. Em geral, quanto mais dúctil for o material, maior pode

ser o ângulo da fieira. Por outro lado, o comprimento da zona cilíndrica é

dependente das condições de atrito entre o metal e a fieira.

Ângulo de entrada

Ângulo da fieira (trefilação)

Ângulo de saída

Zona crítica Cilindro de calibração


76

As fieiras para trefilar fios grossos e médios (até 1,4 mm de diâmetro) são feitas

de vídia (metal duro) com a composição típica de 95% de carboneto de tungstênio

e 5% de cobalto e, para fios finos, são feitas de diamante.

Materiais da fieira mais utilizados são:

Carbonetos sinterizados(sobretudo WC) –vidia,

Metal duro,etc.

Aços de alto C revestidos de Cr (cromagemdura)

Aços especiais (Cr-Ni, Cr-Mo, Cr-W, etc.)

Ferro fundido branco

Cerâmicos (pós de óxidos metálicos sinterizados)

Diamante (p/ fios finos ou de ligas duras)

Após trefilar um grande comprimento de fio, as fieiras sofrem desgaste. Tanto as

fieiras de metal duro quanto as de diamante podem ser recalibradas e repolidas

para serem usadas na trefilação de fios de diâmetros maiores. A vida de uma

fieira, trabalhando com um determinado diâmetro, é determinada pelo

comprimento de fio trefilado até que seja necessária uma recalibração.


77

Figura 4.8 – Alguns tipos de fieiras

4.4 - CÁLCULO DE CARGA NA TREFILAÇÃO

O cálculo de carga na trefilação pode ser feito pela seguinte expressão:

( )( )11

0_

..cot.1ln AgAA

P et φαμσ +⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

_

eσ - tensão de escoamento média em tração uniaxial;

A0 – área transversal inicial da peça (arame);

A1 - área transversal do arame após a trefilação;

μ - coeficiente de atrito médio na zona de redução da fieira;

α - ângulo de abordagem (semi-ângulo da fieira);

φ - fator de deformação redundante, que é dado por Rowe da seguinte forma:

( )( ) αφ senrr .187.0 −+=


78

r – redução no passe dada por:

r = (A0 – A1)/A0

4.5 - TREFILAÇÃO DE VERGALHÕES E ARAMES

Os princípios envolvidos na trefilação de barras, vergalhões e arames são

basicamente os mesmos, embora os equipamentos utilizados variem para os

diversos tamanhos de produtos. As barras e os vergalhões, que não podem ser

bobinados, são produzidos sobre uma bancada de trefilação.

O processo de trefilação de arames de aço tem início com o fio-máquina, que é o

material laminado a quente que não se fabrica em diâmetros menores que 5,5 mm.

Como o fio-máquina é um produto laminado a quente, apresenta microestrutura

não-homogênea e defeitos internos e superficiais, o que o torna inadequado para o

trabalho a frio, sendo necessário submetê-lo previamente a um tratamento térmico

de recozimento.

Após este tratamento, o fio-máquina é decapado (química e/ou mecanicamente), a

fim de eliminar qualquer carepa que possa resultar em defeitos superficiais no

produto ou desgaste excessivo da fieira.

A decapagem química convencional é realizada pela submersão do pacote de fio-

máquina em ácido sulfúrico ou clorídrico. O óxido de ferro é atacado pelo ácido e

os íons Fe+3 entram em solução à medida que o gás hidrogênio é formado na

superfície. O pacote de fio-máquina é, então, mergulhado num tanque de água

para enxágüe e, em seguida, num tanque de cal ou de bórax. A água de

cristalização aderida à cal ou ao bórax é removida pelo aquecimento do pacote

numa estufa. Esse revestimento servirá como absorvedor e transportador do

lubrificante (sabão em pó ou graxa) durante a trefilação por via seca e também

para neutralizar qualquer ácido remanescente da decapagem. No caso da

trefilação por via úmida, a fieira fica imersa num lubrificante líquido. O fio-máquina

está, então, pronto para ser trefilado.


79

Figura 4.9 – Foto de decapagem química convencional pela submersão do pacote de fio-

máquina em ácido sulfúrico ou clorídrico.

4.5.1 - Etapas do Processo utilizando como matéria prima o fio-máquina

(vergalhão laminado a quente):

Descarepação:

- Mecânica (descascamento): dobramento e escovamento.

- Química (decapagem): com HCl ou H2S04 diluídos.

Lavagem: em água corrente

Recobrimento:

Comumente por imersão em leite de cal Ca(OH)2 a 100°C a fim de neutralizar

resíduos de ácido, proteger a superfície do arame, e servir de suporte para o

lubrificante de trefilação.

Secagem: (em estufa)

Também remove H2 dissolvido na superfície do material.

Trefilação: - Primeiros passes a seco.

Eventualmente: recobrimento com Cu ou Sn e trefilação a úmido.

A produção de arames ou de vergalhões finos de longo comprimento (∅<12 mm) é

feita por trefilação com sarilho.


80

Vista lateral do sarilho após acumulação

Figura 4.10 – Trefilação utilizando sarilho

Para arames grossos utiliza-se apenas um sarilho, mas para arames finos (fios

metálicos) necessita-se de um número maior e o arame passa através de várias

fieiras, numa operação contínua, até ter sua seção transversal reduzida ao

tamanho final.

Para os arames finos as reduções por passe (b) são de 15 a 25%, enquanto para

arames grossos a faixa é mais larga (20 a 50%). As velocidades de trefilação de

arame nos equipamentos mais modernos podem superar 1.500 m/min.

Recorre-se também a recozimentos intermediários, pois cada passe de redução da

seção transversal por trefilação produz um encruamento no material, verificado

pela elevação de sua tensão de escoamento que, ao atingir valores muito

elevados, pode tornar impraticável a continuação do processo, especialmente em

materiais muito encruáveis como grande parte dos metais não ferrosos e os aços

baixo-carbono.

Para fios de aço com teor de carbono maior que 0,25%, emprega-se um

tratamento térmico especial chamado patentea-mento, que consiste em aquecer o

material acima da temperatura crítica superior e depois resfriá-lo ao ar (fios mais

finos) ou em chumbo líquido a cerca de 350°C (fios menos finos), para propiciar a

formação de perlita fina, de preferência sem a formação de ferrita primária.

O patenteamento produz a melhor combinação de resistência e ductilidade para o

sucesso da trefilação de arames de aço alto-carbono empregados para molas e

encordoamentos de instrumentos musicais.

Etapas intermediárias de decapagem, obviamente, são também necessárias para

manter a eficácia da lubrificação, pois o arame sofre oxidação superficial tanto nos


81

trata-mentos térmicos intermediários como durante a própria operação de

trefilação, onde a sua temperatura sobe em função tanto da deformação plástica

como do atrito com a fieira.

4.6 - TRATAMENTOS TÉRMICOS

Durante a trefilação, que é realizada abaixo da temperatura de recristalização,

ocorre o encruamento do material.

Deve-se ter cuidado com a atmosfera do forno, o tempo e a temperatura do

tratamento de recozimento.

O recozimento pode ser feito em fornos de poço (vertical ou de compânula) ou

fornos contínuos.

Recozimento:

Indicação: principalmente para arames de baixo carbono

Tipo: subcritico, entre 550 a 650°C

Objetivo: remover efeitos do encruamento.

Patenteamento:

Indicação: aços de médio a alto carbono (C> 0,25 %)

Tipo: aquecimento acima da temperatura crítica (região g) seguido de resfriamento

controlado, ao ar ou em banho de chumbo mantido entre 450 e 550°C.

Objetivo: obter uma melhor combinação de resistência e ductilidade que a

estrutura resultante (perlita fina ou bainita) fornece.


82

4.7 - MÁQUINAS DE TREFILAR INDUSTRIAIS

Os elementos básicos de uma máquina de trefilação são:

Carretel alimentador

Porta-fieira

Garra ou mordaça para puxar a primeira porção do arame

Tambor

Sistema de acionamento do tambor

Além da bancada de trefilação e do sarilho simples, existem dois tipos básicos de

máquinas de trefilar industriais com múltiplas fieiras:

1) Com deslizamento

• Para fios de diâmetros pequenos

• O deslizamento dá-se no anel tirante

• Máquinas cônicas de trefilar com deslizamento

2) Sem deslizamento

• Para arames, em que o anel tirante faz também o papel de acumulador do

produto trefilado

• Máquinas contínuas, com passes em linha

4.7.1 - Máquina de Trefilar em Série ("Tandem"), com Deslizamento

É constituída de uma sucessão de fieiras intercaladas com anéis tirantes. O

sistema é movido por um único motor, funcionando da seguinte maneira:

O fio parte de uma bobina, passa por uma roldana e se dirige à primeira fieira;


83

Na saída da fieira, é puxado por um anel tirante no qual o fio dá um certo número

de voltas e gira numa determinada velocidade;

As voltas são dadas na forma de uma hélice cilíndrica, de passo igual a uma vez e

meia o diâmetro do fio, de tal maneira que este – no início da hélice – fique

alinhado com a primeira fieira e, na saída da hélice, com a segunda;

O número de espiras da hélice no primeiro anel tirante depende da força de atrito

necessária para vencer a força de trefilação na primeira fieira;

O movimento do fio na forma de hélice provoca um deslizamento lateral

(translação) do fio ao longo do anel;

O segundo anel, que faz o fio passar pela segunda fieira, gira a uma velocidade

maior que o primeiro anel para compensar o aumento de comprimento pela

segunda fieira;

O sistema prossegue dessa forma para as demais fieiras, exceto na última, de

onde o fio é puxado pelo tambor bobinador final, sem deslizamento.

É usada para trefilar fios de metais não-ferrosos de diâmetros maiores (> 2 mm).

Figura 4.11 – Esquema de uma máquina de trefilar em série, com Deslizamento

4.7.2 - Máquina de trefilar cônica, com deslizamento

bobin

roldan

fieira fieira fieira fieira

1º anel

2º anel

3º anel tambor sem

deslizamento carrete

entrad

saíd

translação (por

rotaçã


84

O funcionamento da máquina cônica é semelhante ao tipo anterior, ocorrendo

também deslizamento do fio. A diferença é que nesse caso há melhor

aproveitamento do espaço da máquina. Os cones são formados por anéis de

diâmetros diferentes dispostos num mesmo eixo. Os anéis têm diâmetros

crescentes à medida que aumenta a redução, pois as velocidades angulares são

as mesmas e as periféricas aumentam com o diâmetro do anel. A máquina

trefiladora opera com dois cones opostos para ter a ida e vinda do fio, através das

fieiras.

A passagem do fio pelo anel, tanto em movimento axial como em movimento

transversal, provoca o desgaste do anel, exigindo a sua retificação periódica para

manter a relação entre os diâmetros dos diversos anéis.

As máquinas de trefilar do tipo cônica, com deslizamento do fio, são usadas

comumente para trefilação de fios médios e finos (abaixo de 2,0 mm) de metais

não-ferrosos.

As máquinas cônicas industriais para fabricação de fios capilares de cobre,

trabalham com velocidades na faixa de 1.500 a 2.400 m/min e alonga-mentos na

faixa de 18 a 20%.

Figura 4.12 – Esquema de uma máquina de trefilar cônica, com deslizamento


85

Figura 4.13 – Foto de uma máquina de trefilar cônica, com deslizamento

4.7.3 - Máquina de trefilação de 3 sarihos (Morgan)

A passagem do arame neste tipo de máquina di-fere de outras máquinas no fato

de que o arame é puxado através da fieira e enrola-se no sarilho que é

ligeiramente cônico, fato que permite que o arame, à medida que acumula,

comece a escalar o sarilho e a empurrar para cima o fio que já estava enrolado. À

medida que isto acontece, a tensão à ré diminui, de modo que o arame pode

passar por um chapéu em forma de cogumelo e descer pelo eixo do sarilho, que

tem o centro oco.

O arame passa, então, por uma polia localizada debaixo de cada sarilho e sai pela

frente da máquina, entrando na pró-xima fieira guiado por outra polia e sendo

puxado através da fieira pelo sarilho seguinte. Originalmente a máquina tinha um

único motor para todos os sarilhos e eles podiam ser desconectados do eixo

comum por meio de uma embreagem. Modelos mais recentes têm motores

individuais, um para cada sarilho. Máquinas deste tipo sempre foram bem aceitas,

particularmente por fabricantes de arames de aço alto-carbono para molas, e a

Morgan vem fornecendo centenas destas máquinas ao longo dos anos.


86

Figura 4.14 – Foto de uma máquina de trefilar de 3 sarihos (Morgan)

4.7.4 - Máquinas de trefilar em série, sem deslizamento

A máquina de trefilar sem deslizamento contém um sistema de tração do fio, para

conduzi-lo através do furo da fieira, constituído de um anel tirante que primeiro

acumula o fio trefilado para depois permitir o seu movimento em direção a uma

segunda fieira.

Nesta, o fio passa tracionado por um segundo anel tirante que também acumula fio

trefilado.

O processo prossegue de igual modo para as fieiras seguintes nos tradicionais

sistemas de trefilação múltiplos e contínuos, ou seja, com diversas fieiras em linha

na mesma máquina

Esta máquina é utilizada para arames, em que o anel tirante faz também o papel

de acumulador do produto trefilado e para máquinas contínuas, com passes em

linha.


87

Figura 4.15 – Foto de máquinas de trefilar em série, sem deslizamento


88

5 - LAMINAÇÃO

A laminação é um processo de conformação mecânica no qual o material é forçado a

passar entre dois cilindros, girando em sentidos opostos, com praticamente a mesma

velocidade superficial e separados entre si de uma distância menor que o valor da

espessura inicial do material a ser deformado.

Os primórdios da laminação são bastante antigos: a mais antiga ilustração de um

laminador é uma gravura de Leonardo da Vinci, em torno de 1486, o qual se destinava,

provavelmente, à laminação a frio de barras chatas de ouro ou prata para a cunhagem

de moedas.

A deformação plástica é provocada pela pressão dos cilindros sobre o material;

Leonardo da Vinci projetou um dos primeiros laminadores em 1486, mas é pouco

provável que seu projeto tenha sido executado. Por volta de 1600, a laminação do

chumbo e do estanho era realizada à temperatura ambiente, por meio de laminadores

operados manualmente.

Na Europa ocidental, nos princípio do século XVIII, surgiu o processo de laminação a

quente do ferro, transformando barras em chapas. Antes disso, os únicos

laminadores existentes eram utilizados para operações de corte, em que pares de

cilindros opostos dotados de discos cortantes (colarinhos) cortavam o ferro em tiras

estreitas para a fabricação de pregos e produtos similares. Não havia, naquele

processo, a pretensão de reduzir a espessura do metal.

A laminação é um processo que requer uma potente fonte de energia. Até o século

XVIII essa energia provinha de moinhos d’água. O advento das máquinas a vapor,

durante a revolução industrial, foi o principal responsável pelo aumento da

capacidade dos laminadores até que, a partir de 1900, essas máquinas foram

substituídas por motores elétricos, largamente empregados nos tempos atuais.

Na laminação os produtos semi-acabados são transformados em produtos acabados

que devem atender as especificações estabelecidas em termos de propriedades

mecânicas, forma, dimensões, dentre outros critérios.


89

A laminação pode ser a quente ou a frio. Pelo fato destas operações com freqüência

serem as últimas e podem alterar a microestrutura do aço, elas devem ser projetadas

de modo a permitir que a microestrutura desejada. Desta forma, as operações de

acabamento envolvem tratamentos térmicos, tais como: esferoidização, normalização,

e recozimento, ou tratamentos superficiais, como: galvanização, estanhamento,

cementação, usinagem tempera etc.

Durante a laminação, raramente passa-se o material somente uma vez entre os

cilindros ou rolos de laminação, pois, a redução de área almejada não pode ser

conseguida em um só passe. Deste modo, o equipamento de laminação deve ser

capaz de submeter o material a uma seqüência de passes.

Quando este equipamento consiste em somente um conjunto de cilindros, isto pode ser

conseguido de duas formas: ou variando-se a distância entre os cilindros de trabalho,

laminadores reguláveis durante a operação, ou mantendo-se esta distância fixa,

laminadores fixos durante a operação, e variando-se o diâmetro do cilindro ao longo do

seu comprimento, o que equivale a variar a abertura entre os cilindros. Neste último

caso, a peça a ser trabalhada deverá ser deslocada ao longo dos cilindros para cada

passe sucessivo.

Uma outra forma de realizar passes com diferentes reduções, seria a colocação de

laminadores em linha, com uma distância pré-determinada entre eles, de modo que

trabalhassem o material sucessivamente e em alguns casos simultaneamente.

Figura 5.1 - Representação esquemática do processo de laminação.


90

Figura 5.2 – Esquema mostrando cilindros com canais de um laminador fixo.

Figura 5.3 – Esquema mostrando um trem contínuo de laminação.

Ao passar entre os cilindros, a força de atrito entre a peça e os cilindros promove uma

deformação plástica, na qual a espessura é diminuída e a largura e o comprimento são

aumentados.

A laminação é um dos processos de conformação mais utilizados na prática. Tal fato

acontece porque este processo apresenta uma alta produtividade e um controle

dimensional do produto acabado que pode ser bastante preciso.

Na laminação é possível obter-se tanto produtos acabados, como chapas, barras e

perfis, como produtos semi-acabados, tais como placas.

O processo de laminação pode ser feito a frio ou a quente. Normalmente, a laminação

a quente é usada para as operações de desbaste e a laminação a frio, para as

operações de acabamento. Geralmente, utiliza-se um ou dois conjuntos de cilindros

para a laminação aquente, de modo que o lingote ou o esboço passa várias vezes

entre os mesmos cilindros.


91

As últimas etapas da laminação a quente e a maior parte da laminação a frio são

efetuadas comumente em múltiplos conjuntos de cilindros denominados trens de

laminação.

As matérias-primas iniciais para laminação são constituídas geralmente por lingotes

fundidos; blocos, tarugos ou placas do lingotamento contínuo ou mais raramente placas

eletrodepositadas. Ainda é possível a laminação diretamente do pó, através de um

processo especial que combina metalurgia do pó com laminação.

Os principais objetivos da laminação são:

1. obter um produto final com tamanho e formato especificados, com uma alta taxa de

produção e um baixo custo;

2. obter um produto final de boa qualidade, com propriedades mecânicas e condições

superficiais adequadas.

O número de operações necessárias para atender a estes objetivos do processo de

laminação, depende das especificações estipuladas para a forma, as propriedades

mecânicas, as condições superficiais (rugosidade, revestimentos, etc.) e em relação a

macro e microestrutura do produto laminado. Quanto mais detalhadas forem estas

especificações, mais complicado será o procedimento e um maior número de

operações será necessário.

Para obtenção de produtos laminados as principais etapas são:

1. preparação do material inicial para a laminação;

2. aquecimento do material inicial;

3. laminação a quente;

4. acabamento e/ou tratamento térmico (caso de ser produto final);

5. decapagem;

6. laminação a frio (caso seja necessário);


92

7. tratamento térmico;

8. acabamento e revestimento.

Durante as etapas de laminação, deve-se efetuar um controle de qualidade do produto

para se detectar a presença de defeitos, tais como trincas e vazios internos, afim de se

evitar que um produto com excesso de defeitos, portanto, rejeitável, continue sendo

processado, com desperdício de tempo e energia.

Pode-se destacar que as principais variáveis de influência na laminação são:

1. o diâmetro dos rolos ou cilindros laminadores;

2. a resistência à deformação do metal (tensão de escoamento e de ruptura,

encruamento durante a deformação, temperatura de trabalho, velocidade de trabalho,

etc.);

3. o atrito entre os cilindros e o metal;

4. a presença da tração de avanço ou de retrocesso no produto que esta sendo

laminado.

5.1 - DEFINIÇÕES DOS PRODUTOS LAMINADOS:

É comum para os produtos siderúrgicos a adoção de uma primeira classificação como

aços planos e não-planos.

Entende-se por produtos planos aqueles cuja forma da seção transversal é retangular,

sendo que a largura do produto e várias vezes maior do que a sua espessura.

Produtos não-planos, pelo contrário, tem sua seção transversal diferente da forma

retangular (exceção de barras chatas, alguns blocos e tarugos), formas em geral

complexas e variadas, embora já se tenha formas consagradas e limitadas. É o caso

de perfis tais como H, I, U, trilhos e outros.


93

Os produtos siderúrgicos podem também ser classificados em acabados ou semi-

acabados quanto a aplicabilidade direta destes.

São denominados semi-acabados, ou intermediários, em virtude de praticamente não

existir aplicação direta para os mesmos, salvo para posterior processamento por

laminação, extrusão, trefilação, etc. que os transformarão em produtos finais ou seja

acabados.

5.1.1 - CLASSIFICAÇÃO DOS PRODUTOS SEMI-ACABADOS

obtidos em laminação primária, envolvendo uma ou mais cadeiras (quebradora de

carepa, desbastadora e ainda, em alguns casos, até uma cadeira secundária, seguida

ou não de um trem contínuo). Os semi-produtos deverão ser, posterior-mente, forjados,

extrudados, trefilados ou submetidos a outras etapas de laminação, para darem origem

a produtos acabados.

Não existe uma clara separação dimensional entre eles, embora a ABNT em sua

norma NBR 6215 de 1986 classifique os semi-acabados de conformidade com a área

da seção transversal e sua forma, como:

1. bloco: é um produto semi-acabado cuja seção transversal é superior a 22.500 mm2

e com relação entre altura e espessura igualou menor que 2; as arestas são

arredondadas, estas medidas se situam entre 150 e 300mm de lado;

2. tarugo ou palanquilha: é um produto semi-acabado cuja seção transversal é menor

ou igual a 22.500 mm2 e a relação largura e espessura igualou menor que 2; as

arestas são arredondadas as tolerância dimensionais menos restritivas que as de

barras, estas medidas se situam entre 50 e 125mm de lado ou diâmetro;

3. placa: é um produto semi-acabado com seção transversal retangular, com

espessura maior que 80 mm (100 mm segundo a norma NBR 5903 de 1983 -1987) e

relação largura e espessura maior que 4, ou seja, espessura até 230mm e 610 a

1520mm de largura;


94

O comprimento do semi-acabado é função dos produtos finais a serem obtidos a partir

dos mesmos, respeitando-se as limitações de equipamento de cada laminação.

Nos semi-acabados também se utilizam dos processos usuais de condicionamento, tais

como escarfagem e esmerilhamento, visando a eliminação de defeitos superficiais que

possam comprometer o produto final.

5.1.2 - CLASSIFICAÇÃO DOS PRODUTOS ACABADOS

Quanto aos produtos acabados de laminação (observa-se que podemos ter produtos

acabados a partir de semi-acabados por diversos processos de conformação tais como

laminação, forjamento, trefilação, extrusão, etc.)

Blocos e tarugos, por laminação, dão lugar a vários tipos de produtos longos, tais como

perfis; trilhos e acessórios; barras redondas, quadradas, sextavadas, etc; fio-máquina,

tubos sem costura, etc.

Placas e platinas são laminadas em vários tipos de produtos planos (barras chatas,

chapas, tiras, fitas e folhas) que podem ser transformados, p. ex., em tubos com

costura e peças estampadas.

Os produtos acabados planos são obtidos por laminação a quente ou a quente e a frio

de placas em cilindros lisos (sem canais) e se subdividem de acordo com as seguintes

dimensões:

A) PRODUTOS LAMINADOS PLANOS

O esforço de compressão executado pelos cilindros é aplicado sobre uma superfície

plana do produto laminado, sendo que, por esta ação, há uma redução da espessura

acom-panhada do conseqüente aumento de compri-mento. Dependendo da relação

entre a largura e a espessura iniciais, pode ou não haver um alargamento livre do

produto laminado.


95

1. bobina:

Produto plano laminado com largura mínima de 500 mm enrolado na forma cilíndrica.

1.1. bobina fina a frio:

Produto plano laminado com espessura entre 0,38 e 3,0 mm e com largura superior a

500 mm, enrolado na forma cilíndrica e cuja espessura final é obtida por laminação a

frio.

1.2. bobina fina a quente:

Produto plano larninado com espessura entre 1,20 e 5,0 mm e com largura superior a

500 mm, enrolado na forma cilíndrica e cuja espessura final é obtida por laminação a

quente.

1.3. bobina grossa:

Produto plano laminado com espessura superior a 5,0 mm e igual ou inferior a 12,7

mm, largura superior a 500 mm, enrolado na forma cilíndrica e cuja espessura final é

obtida por laminação a quente.

2. chapa:

Produto plano de espessura mínima de 0,38 mm e largura mínima de 500 mm.

2.1. chapa fina:

Chapa com espessura entre 0,38 e 5,0 mm e com largura igual ou superior a 500 mm.

2.2. chapa fina a frio:

Chapa com espessura entre 0,38 e 3,0 mm e com largura superior a 500 mm, fornecido

em forma plana, cuja espessura final é obtida por laminação a frio.


96

2.3. chapa fina a quente:

Chapa com espessura entre 1,20 e 5,0 mm e com largura superior a 500 mm, fornecido

em forma plana, cuja espessura final é obtida por laminação a quente.

2.4. chapa grossa:

Chapa com espessura superior a 5,0 mm e largura superior a 500mm, fornecido em

forma plana, cuja espessura final é obtida por laminação a quente, seja no laminador

reversível até no máximo 152 mm ou no laminador contínuo até no máximo 12,70 mm.

3. fita de aço para embalagem:

Produto plano laminado com espessura igual ou inferior a 1,27 mm e com largura

igualou inferior a 32 mm fornecido na forma de rolo, utilizado como elemento de fixação

ou compactação no acondicionamento e/ou embalagem.

4. folha:

Produto plano laminado a frio com espessura igual ou inferior a 0,38 mm e com largura

mínima de 500 mm fornecido em bobinas ou num comprimento definido.

5. tira:

Produto plano relaminado a frio ou produto plano laminado com largura igual ou inferior

a 500 mm, fornecido com comprimento definido.

5.1. tira cortada:

Produto plano laminado com largura igual ou inferior a 500 mm, fornecido com

comprimento definido; pode ser obtida de rolos cortados aplainados ou de corte


97

mecânico de chapas finas a frio, chapas finas a quente, chapa grossa ou qualquer

produto plano laminado.

5.2. tira relaminada a frio:

Produto plano relaminado a frio com espessura igual ou inferior a 8,00 mm e largura

igual ou inferior a 500 mm, fornecido com comprimento definido, distinguindo-se da tira

cortada por ter tolerância mais estreitas na espessura e largura decorrentes do

processo de fabricação.

6. rolo:

Produto plano relaminado a frio ou produto plano laminado com largura igual ou inferior

a 500 mm, enrolado na forma cilíndrica de tal modo que a largura final do rolo seja igual

à largura do produto plano (rolo simples) ou seja superior a largura do produto plano, o

qual é obtido em sistema oscilante (rolo zigue-zague).


98

FFiigguurraa 55..44 -- DDiimmeennssõõeess ddee pprroodduuttooss llaammiinnaaddooss ppllaannooss

Os produtos acabados laminados não-planos se classificam em barras, fios, tubos,

perfis comuns, perfis especiais e os trilhos.

Os produtos não planos chamados de fios (fio-máquina) são materiais com seção

transversal circular com diâmetro de 5 a 13mm, laminados a quente, fornecidos na

forma de bobinas ou não e geralmente são destinados a trefilação.

Os tubos com costura são aqueles produzidos por laminação na Mannesmann e

outros.

100 300 500 700 900

1

2

3

4

5

7

6

Largura (mm)

Espe

ssur

a (m

m)

FFOOLLHHAA

CCHHAAPPAA FFIINNAA

CCHHAAPPAA GGRROOSSSSAA BBAARRRRAA CCHHAATTAA

TTIIRRAA

FFIITTAA


99

B) PRODUTOS LAMINADOS LONGOS

A ação compressiva é exercida numa superfície não plana do laminado. Esta ação é

quase sempre acompanhada de restrição ao alargamento livre do material laminado,

pelo fato de a deformação ser realizada no interior de caneluras nos cilindros.

• Perfis estruturais

Vigas H, vigas I, vigas U, vigas Z, cantoneiras grandes, etc

• Trilhos e acessórios

Trilhos para ferrovias, pontes rolantes, carros de transporte de lingotes, elevadores,

etc; talas de junção; placas de apoio; etc.

• Perfis especiais

Estacas-pranchas, perfis para aros de rodas, etc.

• Laminados comerciais

Barras redondas, sextavadas, quadradas, barras chatas, ferro T, cantoneiras

pequenas, vigas U pequenas, vigas I, etc.

• Fio-máquina

Material de seção geralmente redonda com diâmetro de 5 a 13mm, laminado a quente,

matéria-prima de trefilação.

• Tubos sem costura

• Bolas de moinho


100

(a)

(b)

(c) (d)

Figura 5.5 - Exemplos de produtos laminados não planos ou longos e casos típicos de suas

aplicações: (a) produtos de aço; (b) seqüência de forjamento de uma peça a partir de uma barra

redonda laminada; (c) ponte rodo-ferroviária e (d) elementos de máquinas.


101

Figura 5.6 – Alguns tipos de produtos acabados

Figura 5.7 – seções transversais típicas de produtos longos

Placas Blocos Tarugos

Chapas

Folhas

Tubos com Costura

Perfis Trilhos

Barras

Barras

Trefilados

Chapas Fio-máquina

Tubos sem Costura

Tubos Calandrados


102

5.2 - CLASSIFICAÇÃO DOS LAMINADORES

Pode ser feita segundo diferentes critérios:

1. Condições de trabalho em: Laminadores a quente e a frio.

2. Função ou programa de produção: Primários e Acabadores;

3. Tipo de produto: de Perfis, de Trilhos, de Arame, etc;

4. Tipo de cadeiras;

5. De acordo com a disposição das diversas cadeiras de laminação: em Linha (trem

tipo Belga), em Zigue-zague (cross-country), Contínuo (tandem), etc.

1. CLASSIFICAÇÃO PELAS CONDIÇÕES DE TRABALHO:

1.1. laminação a quente:

É aquela que se realiza a temperaturas acima do ponto crítico do aço, ou seja: a cada

passe no laminador reduz o tamanho do grão, o qual cresce novamente, assim que a

pressão é retirada. O tamanho do grão final é determinado pela temperatura e pela

porcentagem de redução do último passe.

1.2. laminação a frio:

É aquela que se realiza a temperaturas abaixo do ponto crítico do aço, ou seja: a cada

passe no laminador o tamanho do grão se deforma mas não cresce, tornando a

superfície do material mais bem acabada e mais resistente.

A laminação a frio se desenvolveu devido à necessidades crescente de material com

qualidades mecânicas determinadas e às exigências cada vez maiores de uniformidade

de bitola.

Antes do trabalho a frio, é necessário remover a camada de óxido por meio da

decapagem, com o intuito de se obter boa superfície no produto acabado.


103

A laminação a frio tem como conseqüência um aumento da dureza e da resistência à

tração, ao mesmo tempo que reduz a dutilidade e o tamanho do grão do aço.

A profundidade até onde a estrutura do grão é alterada, depende da seção, tamanho e

redução da área.

2. CLASSIFICAÇÃO DE ACORDO COM O SEU PROGRAMA DE PRODUÇÃO:

Pode-se classificar os laminadores em laminadores primários ou de semi-produtos e

laminadores de produtos acabados.

2.1. Laminadores Primários ou de Semi-Produtos:

São aqueles que produzem semi-produtos ou semi-acabados, tais como:blocos,

placas, tarugos e platinas, destinados aos trens acabadores.

Entre os laminadores primários pode-se distinguir os laminadores desbastadores e os

laminadores de tarugos ou platinas.

Os laminadores desbastadores, também conhecidos pelo nome de blooming ou

slabbing, operam a partir de lingotes. No caso de lingotes grandes, os seus produtos

serão os blocos (blooms) ou as placas (slabs). No caso de lingotes pequenos,

produzem diretamente tarugos ou platinas.

Os laminadores de tarugos ou de platinas operam sempre a partir de blocos ou de

placas cortadas longitudinalmente, transformando-os em tarugos ou platinas.

2.2. Laminadores de produtos acabados:

São aqueles que transformam semi-produtos (blocos, placas, tarugos e platinas) em

produtos acabados, tais como: perfiz, trilhos, tubos, etc.


104

3. CLASSIFICAÇÃO DE ACORDO COM O TIPO DE PRODUTO:

Esta classificação restringe-se aos laminadores de produtos acabados. De acordo com

o tipo de produto podemos ter:

3.1. laminadores de perfis pequenos ou comerciais ou ainda perfis leves;

3.2. laminadores de perfis médios;

3.3. laminadores de perfis pesados;

3.4. laminadores de fio-máquina;

3.5. laminadores de tubos;

3.6. laminadores de chapas;

3.7. laminadores de tiras;

3.8. laminadores de rodas;

3.9. laminadores de esferas.

4. CLASSIFICAÇÃO DE ACORDO COM O TIPO DE CADEIRAS:

O conjunto formado pelos cilindros de laminação, com seus mancais, montantes,

suportes, etc. é chamado de cadeira de laminação. Vejamos quais os tipos mais

comuns.

4.1. CADEIRA DUO COM RETORNO POR CIMA:

Consiste em dois cilindros colocados um sobre o outro. Os cilindros são colocados na

horizontal. O sentido de rotação não muda sendo que a peça laminada, ao passar entre

dois cilindros, é devolvida para o passe seguinte, passando sobre o cilindro superior.

Este tipo de laminador é o mais antigo e mais simples, sendo usado no passado na

laminação de chapas e, ainda hoje, nas laminações de tarugos, trens contínuos de

perfis pequenos e trens de fio-máquina.


105

4.2. CADEIRA DUPLO DUO:

Consiste em dois duos colocados em planos verticais paralelos e montados numa

cadeira de laminação única. Utilizada na laminação de barras de aço especial. Não

deve ser confundido com o laminador contínuo formado por cadeiras duo não-

reversíveis.

(a) (b)

Figura 5.8 - Cadeiras duo: (a) com retorno por cima e (b) duplo duo.

4.3 CADEIRA DUO REVERSÍVEL:

É aquela em que o sentido de rotação dos cilindros do laminador é invertido após cada

passagem da peça através do laminador. Empregado em laminadores desbastadores

para lingotes grandes e trens de perfis.

4.4. CADEIRAS TRIO:

Três cilindros são dispostos um sobre o outro na horizontal e a peça é introduzida no

laminador passando entre o cilindro superior e o médio.

Os cilindros nunca são reversíveis. Inicialmente o material a laminar era manuseado

por meio de ganchos ou barras manuais para colocar o material na parte superior,

porém, atualmente, utilizam-se mesas elevatórias ou basculantes.


106

(a) (b)

Figura 5.9 - (a) cadeiras duo reversível e (b) cadeira trio.

Os laminadores ou cadeiras trio são usados em trens desbastadores para lingotes

pequenos, trens de perfis (grandes, médios e pequenos), cadeiras acabadoras de trens

de fio-máquina abertos.

Uma outra variação do laminador trio convencional é o laminador Lauth, utilizado na

laminação de chapas, onde o cilindro médio tem cerca de 2/3 do diâmetro dos outros

dois cilindros.

4.5. CADEIRAS QUÁDRUO:

Quando chapas largas são laminadas em trens duo ou trio, os cilindros, que

necessariamente tem grande comprimento de mesa, tendem a fletir.

Conseqüentemente, as chapas laminadas por este método não apresentam uma

espessura uniforme no sentido transversal.


107

Figura 5.10 - Disposição de cilindros na cadeira quádruo.

Para evitar este defeito, foi criado o laminador quádruo no qual existem quatro cilindros,

montados um sobre o outro na horizontal, sendo que os cilindros do meio, chamados

cilindros de trabalho, são de menor diâmetro e os cilindros inferior e superior,

chamados de cilindros de encosto ou apoio, são de maior diâmetro.

Nos laminadores quádruo, as chapas grossas podem ser laminadas com espessura

uniforne, porque os cilindros de apoio superior e inferior efetivamente suportam os

cilindros de trabalho. São usados em laminadores aquente e a frio de chapas e tiras.

Quanto menor for o diâmetro dos cilindros, menor será o atrito entre estes e o metal.

Portanto, é necessário uma menor potência. Por outro lado, quando menor for o

diâmetro, menor será a rigidez dos cilindros. As tensões originadas pela resistência do

metal a deformação conduzem a flexão dos cilindros e por conseguinte conduzem a

obtenção de um produto final mais espesso no centro do que nas bordas. Para manter

inalterado o perfil dos cilindros, assume grande importância a questão do resfriamento.

Mesmo com a utilização de cilindros de encosto, verifica-se ainda uma certa flexão dos

cilindros de trabalho a qual é compensada pela coroa dos cilindros.

A coroa é obtida usinando-se o cilindro com maior diâmetro no centro do que nas

extremidades. Os cilindros de encosto podem não ser retificados com coroa.


108

Quanto menor for o diâmetro dos cilindros de trabalho de um laminador, menor será a

espessura que poderá ser obtida. Considerando-se este fenômeno, desenvolveu-se a

utilização de laminadores com cilindros de trabalho de pequeno diâmetro para

laminação de produtos de pequena espessura.

O diâmetro dos cilindros influi também na força de laminação. Isto pode ser comparado

com o corte de um determinado material por meio de 2 facas. Quanto mais finas (mais

afiadas) forem as facas menor será a força a ser empregada para o corte. Portanto,

com cilindros de pequeno diâmetro reduz-se a força de laminação e, como

conseqüência, reduz-se também a deformação do laminador .

4.6. CADEIRAS UNIVERSAIS:

Constitui uma combinação de cilindros horizontais e verticais, normalmente montados

na mesma cadeira de laminação. É o caso dos laminadores desbastadores para

placas.

Verifica-se que deve ser observado um certo distanciamento entre o par de cilindros

verticais e o par de cilindros horizontais. Os quatro cilindros, geralmente, possuem

acionamento independente, mas sincronizado.

Outra modalidade do laminador universal, é o construído com cilindros verticais não

acionados, colocados entre os extremos dos cilindros horizontais e no mesmo plano

vertical. A sua função é apenas garantir a uniformidade da seção do perfilado. É o caso

do laminador Grey, para a produção de perfilados pesados tais como duplo T.

4.7. CADEIRAS COM CILINDROS AGRUPADOS

Se a deflexão dos cilindros for muito grande, as altas tensões produzidas podem

causar efeitos de fadiga e conduzir os cilindros a ruptura.

Para aproveitar a vantagem da necessidade de menor potência com cilindros de

pequeno diâmetro, foi projetado o laminador quádruo e a idéia foi estendida para a

utilização de uma maior quantidade de cilindros, obtendo-se os denominados


109

laminadores agrupados, podendo-se destacar o laminador Sendzimir. Este laminador é

muito caro, sendo utilizado para a laminação a frio e de acabamento para produtos

para os quais se requer tolerâncias dimensionais mais estreitas.

Um tipo de laminador não convencional, o laminador Sendzmir planetário utilizado)

para o trabalho a quente, ganha cada vez mais popularidade na produção de tiras de

aço de alta resistência e de aços-liga, inclusive de aço inoxidável. Este equipamento,

através de pequenos cilindros giratórios, produz substancial redução de seção da tira e

oferece a vantagem de produzir uma superfície com bom acabamento. Os rolos

alimentadores aplicam uma pequena redução de espessura e empurram a placa contra

o laminador planetário onde a maior parte da redução de espessura é realizada. Os

cilindros de trabalho são posicionadas numa gaiola porta-cilindros (mancal de

rolamento) que gira sobre o cilindro de encosto.

(a)

(b)

Figura 5.11 - (a) cadeira universal; (b) laminador tipo Grey.


110

(a) (b) Figura 5.12 - Tipos de laminadores com cilindros agrupados: (a) com 6 cilindros; (b) Sendzmir.

Figura 5. 13– Foto de um laminador Sendzmir.


111

05. CLASSIFICAÇÃO DE ACORDO COM A DISPOSIÇÃO DAS DIVERSAS

CADEIRAS DE LAMINAÇÃO:

A classificação dos laminadores de conformidade com a disposição das cadeiras, é

também usada nos meios técnicos. Assim, temos o trem em linha, consistindo de

várias cadeiras Trio ou Duo, dotadas de um acionamento único.

A ponta da peça laminada, ao sair de um passe, é “virada", entrando no passe

seguinte, no mesmo lado do laminador de onde saiu. Este processo de mudar a

direção da peça é repetido de ambos os lados do laminador, tornando possível laminar-

se em várias cadeiras ao mesmo tempo.

Assim, consegue-se evitar a queda da temperatura ao laminar peças compridas em

seções de pequeno diâmetro, que resultaria se tivéssemos que fazer o material passar

completamente por um passe antes de começar o passe seguinte. Evidentemente,

para se ter a flexibilidade necessária para o "dobramento", a barra laminada deve ser

de seção relativamente pequena.

O laminador de vários grupamentos de cadeiras, com um trem preparador e um ou

mais trens acabadores, representa uma solução lógica para a realização dos passes

iniciais com velocidade mais baixa e seções maiores, e dos passes acabadores com

menores reduções e velocidades mais elevadas, para compensar a redução de seção

e obter melhor superfície. Desta forma, podemos classifica-los em:

5.1. TRENS CONTÍNUOS

Consiste de uma série de cadeira Duo, com cilindros girando no mesmo sentido,

colocados no mesmo eixo de laminação e com pequeno afastamento entre as cadeiras.

O material é trabalhado ao mesmo tempo entre vários pares de cilindros, cuja

velocidade periférica aumenta proporcionalmente, para compensar a redução de

seção. É o tipo de instalação destinada a grandes produções e programas de

laminação relativarnente pouco variados.

5.2. TREM CROSS-COUNTRY:


112

Assim chamado pela disposição escalonada das cadeiras do laminador. A peça, ao ser

laminada, faz um trajeto de zigue-zague. Este tipo de laminador tem grande

flexibilidade de programa de laminação, com uma produção horária, relativamente alta.

5.3. LAMINADORES DE TUBOS:

São de muitos tipos diferentes: em alguns, a seção inicial é uma barra chata ou chapa

de aço que é aquecida à temperatura de caldeamento; em outros ela é trabalhada a

frio.

Os tubos soldados por caldeamento de tôpo (butt-welded) são produzidos repuxando-

se uma peça do material através de um sino ou fieira.

Os tubos com costura são formados a partir de chapas aquecidas, e a costura obtida

pela pressão mecânica.

Os tubos sem costura são produzidos a partir de tarugos aquecidos e perfurados, de

tarugos inteiriços, ou ainda, a partir de roletes aquecidos (slugs).

Figura 5.14 – Laminação de tubos com costura


113

Figura 5.16 - Disposições de cadeiras de laminação formando trens: (a) simples; (b) aberto ou

em linha; (c) em série; (d) contínuo; (e) e (f) semicontínuo; (g) ziguezague ou alternado.

Figura 5.15 – Laminação de tubos sem costura, utilizando mandril e tarugos inteiriços (processo

Mannesman)


114

O processo de produzir tubos a partir de roletes (slugs) é chamado de estampagem,

pois uma seção circular é aquecida e prensada através de uma série de matrizes, até

se chegar à forma ou tamanho desejados.

5.3 - ÓRGÃOS MECÂNICOS DE UM LAMINADOR

Um laminador consiste essencialmente, de duas gaiolas para suportar os cilindros, de

dois ou mais cilindros e os meios para o seu acionamento e para controlar a abertura

entre os cilindros de trabalho. Além disso, deve-se considerar as várias instalações de

transporte das peças a laminar, os meios de lubrificar o equipamento e os de remover a

camada de óxido.

1. GAIOLA:

A gaiola do laminador é, em geral, uma peça de aço fundido, cujas dimensões são

determinadas com um coeficiente de segurança bastante grande, como pode ser visto

na figura 5.17.

As duas gaiolas são ligadas entre si na parte superior por um cabeçote fundido ou,

perto da base e do topo, por meio de tirantes forjados.

No caso de laminadores de precisão, a deformação das cadeiras resultante das

pressões de laminação, deve ser a menor possível, para que o material não ultrapasse

as tolerâncias exigidas. Para reduzir a um mínimo o alongamento das gaiolas, uma das

soluções é construí-Ias com grandes seções, de modo que a solicitação específica

(pressão por cm2) seja a menor possível, ou então, empregam-se as gaiolas

protendidas.

As principais vantagens das gaiolas protendidas são:

1. a altura total da cadeira é menor e, portanto, a dilatação (que é proporcional ao

comprimento tracionado) é menor;


115

2. a pressão que atua sobre todos os elementos da cadeira durante a marcha em vazio

(sem estar laminando o material) reduz a folga entre eles, melhorando, portanto, a

precisão de laminação.

A protensão de uma gaiola é obtida do seguinte modo: Tomando-se como referencia a

figura 5.19 a pressão hidráulica é exercida sobre os pistões dos cilindros hidráulicos

(15) que sob o efeito dos tirantes (3) se alongam; por intermédio do sistema de

regulagem, os mancais do cilindro superior (2) são ajustados na distância desejada em

relação ao cilindro inferior; sendo retirada a pressão hidráulica, os tirantes se encurtam

e todos os elementos colocados entre as extremidades dos tirantes ficam sujeitos a

uma forte pressão; a medida que os cilindros de trabalho se desgastarem e for

necessário reajustar a distância entre os cilindros, é novamente exercida pressão

hidráulica sobre os cilindros (15), os eixos (3) são forçados a se alongarem e o sistema

de regulagem pode assim ser movimentado. Depois retira-se a pressão hidráulica e a

gaiola continua trabalhando com a mesma protensão.

A gaiola protendida tem a vantagem adicional de manipulação mais fácil, pelo fato de

seu peso e dimensões serem menores, nos casos onde é necessário trocar

rapidamente uma cadeira completa, como por exemplo, na mudança de um programa

de laminação para o outro.

Para assegurar a horizontalidade dos cilindros, as bases das gaiolas são apoiadas

sobre uma placa usinada de ferro fundido ou de aço e fixados por parafusos.

A abertura na gaiola através à qual passa o pescoço do cilindro é a "janela",

normalmente revestida de placas de desgaste, que se pode trocar depois de certo

tempo de uso, quando ficarem amolgadas ou danificadas. A parte inferior da janela

serve de apoio para o mancal do cilindro inferior que, em grandes laminadores,

geralmente é estacionário e nos pequenos laminadores é ajustável por meio de

parafusos verticais ou de cunhas horizontais.

Através o tôpo da gaiola, passam os parafusos para controlar a elevação do cilindro

superior. Em pequenos laminadores, estes cilindros são ajustados manualmente; no.

grandes, por meio de mecanismo de ajustagem motorizado.


116

2. PLACAS DE APOIO:

Para assegurar a horizontalidade dos cilindros, os pés da gaiola são apoiados sobre

uma placa usinada de ferro fundido ou de aço e fixados por parafusos de cabeça

quadrada.

Figura 5.17 – Seção de um laminador desbastador, acionado por um único motor. Observe-se a caixa de

pinhões e as arvores de transmissão, dotadas de juntas universais, que transmitem esforços de rotação

aos cilindros.

Figura 5.18 - Detalhe de uma caixa de pinhões e um redutor simples constituidos por um

conjunto de engrenagens.


117

01 - Guarda lateral;

02 - Pistões hidráulicos do sistema de balanceamento do cilindro de encosto superior e work roll bending;

03 - Cápsula hidráulica;

04 - Motor do parafuso elétrico;

05 - Dial de visualização;

06 - Parafuso elétrico;

07 - Carrie beam;

08 - Rolo tensor (looper);

09 - Cilindro de trabalho (work roll);

10 - Tranquete;

11 - Calço móvel (soft line);

12 - Calço fixo (hard line);

13 - Célula de carga;

14 - Mancal morgoil;

15 - Cilindro de encosto (backup roll).

Figura 5.19 - Vista lateral da cadeira de laminação, com detalhes dos componentes para

sustentação e posicionamento dos cilindros.

Figura 5.20 - Equipamentos constituintes de um laminador, destacando-se o sistema de

acionamento e troca dos cilindros: (01) carro de troca dos cilindros de trabalho; (02) cilindros de

trabalho (reserva); (03) parafuso elétrico; (04) cápsula hidráulica; (05) chapa de desgaste

(bronzina); (06) árvore de ligação (spindle); (07) caixa de pinhões; (08) caixa de redução (F1 e

F2); (09) motor.


118

5.4 - CILINDROS DE LAMINAÇÃO:

Os cilindros de laminação são em geral, peças inteiriças, fundidas ou forjadas. A parte

central do cilindro, o "corpo" ou a "face" deste, é que entra em contato com o aço

durante a "operação de laminar”. Pode ser lisa ou, então, dotada de canais; em alguns

casos pode ser entalhada para facilitar a mordida na laminação a quente, ou jateada

por granalha metálica, para propiciar um acabamento fosco no produto final.

Em cada extremidade, estão os "pescoços" que se apóiam nos mancais. Os pescoços

podem ser cilíndricos ou cônicos.

Além do pescoço fica o "trêvo", que recebe o acoplamento para rotação. Pode ser

acoplado à caixa de pinhões ou a um outro cilindro da cadeira ao lado e podem ser de

4 ou. 5 abas.

Os laminadores modernos utilizam juntas universais; para estas, o "trêvo" é substituido

por uma seção adequada ao desenho do acoplamento.

Figura 5.21 - Principais partes de um cilindro de laminação.


119

Figura 5.22 – Esquema mostrando partes de um cilindro de laminação com pescoço cilíndrico e garfo de

acloplamento (acima), e pescoço cônico com munhão de aclopamento.

As principais características que definem a qualidade de um cilindro de laminação são

as seguintes:

1. dureza;

2. resistência ao desgaste da mesa;

3. resistência à ruptura por ocasião de uma eventual sobrecarga;

4. baixa sensibilidade à formação de trincas térmicas;

5. boa superfície.


120

5.4.1 - CLASSIFICAÇÃO DOS CILINDROS:

São produzidos em uma enorme variedade de materiais, desde o aço simples com

0,50% de carbono, passando pelos ferros fundidos especiais e nodulares, até os carbo

netos de tungstênio.

Os cilindros podem ser fundidos com a mesa lisa ou com a mesa já esboçada para

facilitar a usinagem dos canais.

Os cilindros em aço, que podem ser ou fundidos ou forjados, são mais indicados onde

aplicam-se fortes reduções, com canais fundamente entalhados nos cilindros.

Mediante o emprego de elementos de liga e de tratamentos térmicos adequados pode-

se conseguir altas durezas e resistências adequadas com cilindros de aço. O teor de

carbono varia de 0,35 a 1%. Os principais elementos de liga são o cromo, o níquel e o

molibdênio.

Os cilindros de ferro fundido são de: ferro fundido cinzento moldado em areia; ferro

fundido cinzento moldado em coquilha; ferro fundido tratado termicamente; ferro

fundido de dupla fusão; ferro fundido nodular.

O teor de carbono varia de 2,5 a 3%. Em alguns tipos são utilizados elementos de liga

tais como níquel cromo e molibdênio.

Apresentam melhor resistência ao desgaste do que os de aço. No entanto, sua

resistência à ruptura é menor, não suportando grandes reduções por passe.

São usados como cilindros preparadores ou acabadores em diversos tipos de trens de

laminação, como mostraremos a seguir.

Podemos classificar os cilindros como:

1. CILINDROS DE AÇO FUNDIDO:

Apresentam resistência ao desgaste relativamente pequena mas, devido à sua alta

resistência à flexão, permitem grandes reduções em cada passagem. São usados;

principalmente, nos laminadores desbastadores, nas primeiras cadeiras de laminadores


121

de tiras a quente e como cilindros de encosto nos laminadores planos aquente e a frio.

Podem também ser empregados como cilindros preparadores.

2. CILINDROS DE AÇO FORJADO:

Apresentam melhor resistência ao desgaste. São usados principalmente como cilindros

de trabalho de laminadores a frio.

3. CILINDROS DE FERRO FUNDIDO EM MOLDES DE AREIA:

São empregados como cilindros acabadores de trens de grandes perfis e trens

comerciais, bem como cilindros preparadores de trens de perfis médios.

4. CILINDROS DE FERRO FUNDIDO COQUILHADO:

Possuem uma camada exterior dura, com grande resistência ao desgaste podendo

gerar produtos com bom acabamento superficial. O núcleo, no entanto, é mais tenaz e

possui boa resistência à ruptura. Podem ser usados em cadeiras acabadoras de trens

de fio-máquina, de trens de pequenos perfis, e em laminadores desbastadores.

5. CILINDROS DE FERRO FUNDIDO NODULAR:

Além de terem boa resistência ao desgaste, apresentam resistência à ruptura maior

que os outros cilindros de ferro fundido cinzento. Podem ser usados em cilindros de

laminadores de tarugos e cilindros intermediários de trens de fio-máquina.

Quando um esboço aquecido é laminado, uma parte de seu calor é transmitida aos

cilindros, provocando o aquecimento destes. Como este aquecimento não é regular ao

longo da mesa, formam-se as 'trincas térmicas' que marcam (danificam) os cilindros

podendo, inclusive, provocar sua ruptura. Estas trincas podem, no entanto, ser evitadas

ou atenuadas mediante um resfriamento adequado dos cilindros.

Realiza-se o resfriamento lançando água sobre a mesa dos cilindros. A quantidade de

água a ser utilizada depende de vários fatores como:

a - comprimento do esboço a ser laminado: quanto mais comprido for o esboço mais

intenso deverá ser o resfriamento;


122

b - velocidade de laminação: quanto maior a velocidade, maior deverá ser a quantidade

de água a ser utilizado no resfriamento;

c - forma do canal: canais profundos exigem um melhor resfriamento;

d - material de construção dos cilindros: quanto mais duros forem os cilindros, mais

eficiente deverá ser o resfriamento.

Na operação de um laminador, deve-se procurar evitar um aquecimento ou

resfriamento brusco dos cilindros. Estas mudanças rápidas de temperatura produzem

'choques térmicos' que podem provocar trincas ou mesmo a ruptura do cilindro.

Quando a operação do laminador for interrompida deve-se cortar a água de

resfriamento, caso contrário ocorrerá um choque térmico no reinício da operação.

Apesar de ser fundamental em todos os tipos de laminadores, é na laminação de

chapas (principalmente nos cilindros acabadores) que o resfriamento assume

importância ainda maior, pois, pode influir na uniformidade da espessura da chapa.

Este aspecto será abordado por ocasião do estudo dos laminadores de produtos

planos.


123

5.5 – LAMINAÇÃO A QUENTE.

A maioria dos produtos laminada de aço é fabricado por um dos dois caminhos

descritos a seguir, ou seja, produção de perfis, tarugos e barras (produtos não-planos

ou produtos longos) ou produção de chapas, tiras e folhas (produtos planos). A figura

(5.23), mostra uma representação esquemática do processamento de diversos

produtos laminados, e a figura (5.24) mostra aplicações típicas deste produtos.

Figura 5.23 – Representação do processamento de diversos produtos laminados.

Como pode ser observado, existem dois pontos iniciais distintos na laminação: ou

parte-se do lingote obtido por lingotamento convencional na aciaria, ou parte-se das

placas ou blocos do lingotamento contínuo também na aciaria.

Quando o produto inicial é um lingote, existe a necessidade de um laminador primário,

também conhecido pelo nome de laminador desbastador, onde os lingotes são

transformados em blocos ou placas para subseqüente acabamento em barras, perfis,

chapas. tiras e folhas. Depois da obtenção das placas ou dos blocos no laminador

primário, estes dois semi- acabados serão acabados de maneiras diferentes.

As placas serão reaquecidas nos fornos de reaquecimento e poderão seguir por dois

caminhos distintos: ou são encaminhadas a um laminador de chapas grossas onde a


124

espessura da placa será reduzida, ou são encaminhadas para o laminador de tiras a

quente onde serão obtidas as bobinas de tiras laminadas a quente.

As bobinas de tiras laminadas a quente podem por sua vez, seguir vários caminhos

distintos: podem ser utilizadas na fabricação de tubos sem costura, por diversos

processos; podem servir de matéria-prima para o laminador de tiras a frio obtendo-se

assim chapas e tiras laminadas a frio com ou sem revestimentos superficiais; podem

servir de matéria-prima para os laminadores a frio tipo Sendzmir para o caso de aços

especiais (inoxidáveis, ao silício, etc.) onde obteríamos as folhas ou fitas laminadas.

As tiras ou chapas oriundas do laminador de tiras a quente podem também ser

utilizadas para a fabricação de peças dobradas, rodas, vigas, vasos de pressão, etc.

Para o caso dos tarugos, estes podem seguir três caminhos distintos: para os

laminadores de perfis (leves, médios ou pesados) onde obteríamos os perfis estruturais

e os trilhos; para os laminadores de barras ou de fios, onde se chegaria aos diversos

tipos de barras e aos fios- máquina; para os laminadores de tubos sem costura.

Normalmente, todas as etapas de laminação de tarugos até o produto final é feita

aquente.

Figura 5.24 – Esquema mostrando aplicações típicas deste produtos.


125

6 – OUTROS PROCESSOS DE CONFORMAÇÃO

A seguir serão apresentados outros processos de conformação [73].

Definição: É uma operação de conformação em matriz fechad, normalmente executada a frio, na qual todas as superfícies de trabalho são confinadas ou restringida, resultando numa impressão bem definida ba matriz no componente. Ë tambem uma operação de acabamento ou retrabalho para afiar ou mudar um raio ou perfil existente.

Equipamento: Prensa ou martelo Material: Aços carbono ou ligados, aços inoxidáveis, ligas resistente ao caor, ligas

de alumínio, cobre, prata e ouro Variações: Cunhagem sem rebarbas, cunhagem com rebarbas, cunhagem em matriz

fechada, conformação dimensional (calibragem) Aplicações: Moedas metálicas, itens decorativos, medalhas, botões, etc. Figura 6.1 - Cunhagem

Definição: É o processo de conformação a quente no qual uma barra redonda é aquecida

elétricamente e pressionada contra uma cavidade ou uma matriz plana Equipamento: Recalcadoras elétricas Material: Aços carbono ou ligados, titânio. Aplicações: Em pré-conformações ou conformações finais.

Figura 6.2 – Eletro-recalque


126

Definição: É um processo no qual uma endentação ou “cravação” é realizada num bloco

quente ou frio através de um punção de área menor do que o bloco. Equipamento: Prensas mecânicas ou hidráulicas. Material: Aços carbono ou ligados. Variações: Endentação ou cravação de matrizes. Aplicações: Fabricação de matrizes e moldes com impressões relativamente rasas.

Figura 6.3 – Endentação (a) em uma câmara e (b) sem restrição.

Definição: É um processo de conformação para dentes de engrenagens, num tarugo quente

ou frio, através de laminação entre rolos laminadores com formato de roda dentada.

Equipamento: Maquina laminadora de engrenagens. Material: Aços carbono ou ligados. Variações: Laminador de roscas, laminador de rodas dentadas de corentes. Aplicações: Engrenagens, rodas dentadas.

Figura 6.4 – Laminação de engrenagens.


127

Definição: É um processo de forjamento(a quente ou a frio) em matriz fechada no qual se

usam pré-formas de pós-metálicos sinterizados (metalurgia do pó). Equipamento: Prensas mecânicas ou hidráulicas. Material: Aços carbono ou ligados, aços inoxidáveis, ligas de cobalto, alumínio, titânio e

niquel. Variações: Conformação em matriz fechada com ou sem rebarba. Aplicações: Para forjamento de peças para automóveis, caminhões e veículos fora de estrada.

Figura 6.5 – Forjamento de sinterizados.

Definição: É um processo de conformação, a quente ou a frio, mo qual se pode produzir

componentes na forma de prato, combinando-se rotação e pressão, reduzindo a espessura inicial do blank.

Equipamento: Máquina de repuxo por torneamento. Material: Aços carbono ou ligados, ligas de alumínio, cobre e titânio. Variações: Conformação cônica,conformação e tubos, laminação/extrusão. Aplicações: Componentes empregados na industria aeroespacial, tais como ogivas de mísseis

e foguetes. Figura 6.6 – Repuxo por torneamento.


128

Definição: Neste processo, a platina é presa entre um diafragma, o qual encerra uma câmara

com um fluido, e um prensa-chapas. Um punção prensa a chapa contra a câmara fluídica, conformando a chpa em torno do punção com pressão isostática.

Equipamento: Prensas hidráulicas de dupla ação, máquinas especiais. Material: Aços carbono ou ligados, ligas de alumínio. Variações: Técnica Hi-Drawa processo Marform. Aplicações: Componentes com recesso profundo, com ou sem flanges.

Figura 6.7 – Hidroconformacao com diafragma de borracha.

Definição: É um processo empregado para redução de área, ou perfil, de secção transversal

de barras, tubos, arames, a quente ou a frio, puxando o tarugo através de um orifício.

Equipamento: Bancadas de trefilação, máquinas de trefilação de arames. Material: Aços carbono ou ligados, aços inoxidáveis, ligas de cobres, alumínio, titânio, nióbio

tungstênio, tântalo e cobalto, berílio, níquel e cromo. Variações: Trefilação de barras, arames, perfiz, tubos com mandril estacionário ou com

espiga flutuante. Aplicações: Barras, tubos, arames redundos ou com secções complexas.

Figura 6.8 – Trefilação.


129

Definição: Éste processo produz uma curvatura na chapa, barra ou outra secção usando trea

cilindros com distancia ajustável Equipamento: Prensas mecânicas ou hidráulicas. Material: Aços carbono ou ligados, aços inoxidáveis, ligas de cobalto, alumínio, titânio e

niquel. Variações: Conformação em matriz fechada com ou sem rebarba. Aplicações: Para forjamento de peças para automóveis, caminhões e veículos fora de estrada.

Figura 6.9 – Calandragem.

Definição: Escareamento por prensagem é um processo no qual se produz um recesso

cônico em volta de um furo numa chapa para alojar a cabeça de um parafuso ou rebite. É muito comum em chapas muito finas para a produção de um furo scareado por usinagem.

Equipamento: Máquinas especiais para escareamento e prensagem. Material: Aços carbono ou ligados, ligas de alumínio e titânio superligas de ferro, níquel,

cobalto, berílio e tungstênio. Variações: Escareamento de raio e em forma de moeda, flangeamento. Aplicações: Componentes de chapa fina que necessitam do embutimento de cabeças de

parafusos ou rebites. Figura 6.10 – Escareamento por prensagem.


130

Definição: Neste processo uma pressão é aplicada ao interior de um componente tubular

para este adquira uma forma particular. Esta pressão interna pode ser aplicada através da expansão de um punção fluídico ou de borracha.

Equipamento: Prensas mecânicas ou hidráulicas. Material: Aços carbono ou ligados, ligas de alumínio. Variações: Conformação de matriz, conformação livre, expansão por abaulamento, expansão

por esferas de aço, expansão por fluido, por explosão. Aplicações: Contornos de tubos ou cápsulas.

Figura 6.11 – Abaulamento de tubos.

Definição: O componente é formado pela aplicação direta de um intenso campo magnético que força a chapa contra a cavidade de uma matriz. O campo magnético é conseguido pela passagem de corrente através de uma bobina.

Equipamento: Equipamento especial. Material: Materiais magnéticos. Variações: Conformação por descarga elétrica. Aplicações: Em componentes com recessos rasos, partes tubulares. Figura 6.12 – Conformação eletromagnética.


131

Definição: Neste processo, o componente é conformado pela aplicação instantânea de alta pressão obtida pela detonação de uma carga explosiva.

Equipamento: Equipamento especial para conformação por explosão. Material: Ligas de alumínio. Variações: Conformação por descarga elétrica. Aplicações: Conformação de tubos com finíssima parede que requerem tolerância

apertada. Figura 6.13 – Conformação por explosão.


132

7 – FUNDAMENTOS DA CONFORMAÇÃO APLICADOS A LAMINAÇÃO

7.1 – INTRODUÇÃO

Inicialmente, as operações de laminação tinham como único objetivo atender as

dimensões desejadas do laminado. Entretanto, desde os anos 50, tem-se percebido

que tanto a temperatura final do laminado após o último passe, quanto o grau de

redução aplicado no mesmo afetam significativamente as propriedades físicas do

produto.

Desta forma, em muitos processos de laminação a quente, muitas operações são

realizadas de modo a se alcançar uma temperatura final que faz com que se obtenha

as propriedades físicas desejadas no produto. Estas operações são chamadas de

laminação controlada e mais recentemente de tratamentos termomecânicos[1].

Devido a forte relação entre as mudanças microestruturais e as propriedades

mecânicas do aço durante a laminação à quente e no resfriamento dos aços, a partir da

última década estudos tem sido feitos no sentido de se desenvolver modelos que levem

em consideração propriedades físico-químicas e metalúrgicas do aço e também

variáveis operacionais, com o objetivo de se otimizar o processo de laminação [2].

O controle das propriedades mecânicas do aço durante a laminação contribui para a

redução de custos devido a menor necessidade de adição de elementos de liga no

refino do aço e redução de tratamentos térmicos posteriores, visando melhorar suas

propriedades mecânicas. Além disso, um controle computacional microestrutural

reduzirá o número de amostragens e conseqüentemente aumentará a produtividade da

laminação.

7.2 - PARÂMETROS DA LAMINAÇÃO

7.2.1 - Os principais parâmetros que afetam a resistência à deformação na laminação

são [9].

1- Composição química do material


133

2- Características metalúrgicas do material,

3- Temperatura do material

4- Geometria da zona de deformação,

5- Atrito externo na zona de deformação,

6- Material trabalhado duramente antes do passe de laminação em consideração,

7- Taxa de deformação.

O atual estado da arte na teoria de laminação, não permite se obter uma relação

analítica entre a resistência a deformação e os parâmetros acima listados. A solução

prática para o problema foi em realizar testes na forma de duas etapas.

A primeira etapa consiste em se determinar às características das medidas de

escoamento do material a partir de testes feitos em laboratório ou na planta industrial

sob condições controladas. A segunda etapa consiste em se obter uma correlação

entre a resistência à deformação com as condições de laminação e as características

das medidas de escoamento obtidas nos testes feitos na primeira etapa [9].

7.2.2 - A resistência à deformação de um material laminado é dada por [9]:

Kdef = P / Fd + ( β5.τ1 + β2.τ2 ) (7.1)

onde,

Kdef = resistência à deformação,

P = força de separação do cilindro,

Fd = área de trabalho projetada entre o cilindro e o material sendo laminado,

τ1,τ2 = tensões de entrada e saída da tira, respectivamente,

β1,β2 = coeficientes das tensões de entrada e saída da tira, respectivamente.

A força de separação do cilindro pode ser determinada, se a distribuição de pressão Px

na zona de deformação for conhecida [9], veja fig.7.1 e 7.2.


134

∫∫ ==α

θ θ00

... dRdxpP PI

xd

(7.2)

Onde:

px = pressão normal à distância “x” a partir do plano de saída,

pθ = pressão no cilindro no ângulo θ,

Id = arco de contato projetado entre o cilindro e o material,

α = ângulo de mordida do cilindro,

R = Raio do cilindro de trabalho

A área de trabalho projetada entre o cilindro e o material sendo laminado é dada por:

Fd = W.Id (7.3)

Onde, W = largura média do material,

Quando a deformação do cilindro não pode ser ignorada, a área projetada do arco de

contato é expressa por:

Id = L’ = ( R’.Δ - Δ2/4 )1/2 ≅ ( R’.Δ )1/2 (7.4)

R’ = raio do cilindro com deformação durante o trabalho,

Δ = h1 – h2

Para o caso em que a deformação do cilindro é desprezada, é expressa da seguinte

forma:

Id = L = ( R.Δ - Δ2/4 )1/2 ≅ ( R.Δ )1/2 (7.5)

Se os raios dos cilindros não forem iguais, as equações 7.4 e 7.5 devem utilizar o raio

médio, que é dado por:

Rm = (2R5.R2) / (R1 + R2) (7.6)


135

R1 e R2 são os raios do primeiro e segundo cilindros.

O raio corrigido do Cilindro de Trabalho (R’) pode ser determinado da seguinte

forma[1,9]:

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡

Δ+=

hWPCRiR

..1.' (7.7)

Onde:

Ri – raio inicial do cilindro de trabalho, mm,

P – carga aplicada sobre o cilindro, ton,

W – largura inicial do material, mm,

Δh - ∴ Δh = h1 – h2,

C - ∴ ( )Ε−

=.

116 2

πυC (7.8)

ν - razão de Poisson ,

Ε - módulo de Young para o cilindro de trabalho.

Fig.7.1 – Distribuição normal da pressão e das forças de separação nos cilindros.


136

Fig.7.2 – Parâmetros da zona de deformação[9].

7.2.3 - Expressões da Taxa de Deformação do Material (•ε )

Alguns pesquisadores desenvolveram expressões que permite calcular a taxa de

deformação, listaremos aqui algumas destas expressões.

Solução de Ford e Alexander [10].

A taxa de deformação em qualquer plano da zona de deformação é dada por:

•ε = (π.U / 30)(R/h1)1/2.(1 + r/4 )(r)1/2 (7.15)

U = Velocidade periférica do cilindro em rpm,

R = Raio do cilindro de trabalho,

r = Grau de redução r = (h1 – h2) / h1.

Solução de Sims [7].

A taxa de deformação em qualquer plano da zona de deformação é dada por:

•ε = (π.U / 30)(R/h1)1/2.1/(r)1/2ln[1 / (1-r)] (7.16)


137

Solução de Orowan e Pascoe [11].

A taxa de deformação média é dada por:

•ε = (π.U / 30)(R/h1)1/2.[(1 – 0,75.r) /(1 - r)](r)1/2 (7.17)

Solução de Wusatowski [12]:

A taxa de deformação média é dada por:

•ε = (π.U / 30)(R/h1)1/2. [ r /(1-r) ]1/2 (7.18)

A taxa de deformação do material também pode ser calculada da seguinte forma[8]:

deformaçâodaaplicaçãodetempopassenoogeneadeformação

th

______hom_

==• εε (7.19)

7.2.4 - Deformação efetiva do material.

Levando em consideração as espessuras de entrada e saída, a deformação efetiva (ε)

do material é a deformação homogênea (εh) multiplicada pelo critério de Von Mises

( )32 , é dada por[8,73]:

hεε3

2= , ou seja: ⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛=

21ln

32

hhε (7.20)

7.2.5 - Tempo de aplicação da deformação (t) [8].

O tempo de aplicação da deformação é aproximadamente igual ao tempo necessário

para que o cilindro se mova de uma distância angular α como mostrado na fig.7.2.

Nota-se que a distância angular α coincide com os pontos de entrada e saída do

material. Então, o tempo pode ser equacionado da seguinte forma:

Ut 60.

2πα

= (7.21)


138

Onde: U – velocidade do cilindro em RPM,

α - ângulo de contato do material com o cilindro, rad.

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −−= '2

211arccosR

hhα (7.22)

Desta forma, substituindo as equações 7.20 e 7.21 na equação 7.19, tem-se então a

taxa de deformação homogênea do material durante o passe, dada por:

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=

•

21ln

.45.3.

hhU

απε (7.23)

7.2.8 - Fator de deslizamento à frente

Para se ter valores exatos da taxa de deformação e do tempo entre passes, a

velocidade de saída da tira em cada passe deve ser estimada precisamente. Sabe-se

que a velocidade de saída da tira é maior do que a velocidade tangencial do cilindro de

trabalho.

Usando-se equações de fluxo de massa é possível se chegar a um fator de

deslizamento à frente em função do ângulo neutro, do raio do cilindro de trabalho, da

espessura de saída do material e da velocidade tangencial do cilindro de trabalho [5].

Tomando-se como referencia a fig.7.3, a velocidade da tira no ponto neutro (Vr)é igual

a velocidade tangencial do cilindro que está em função da velocidade angular (U).

Vr = 2.π.R’.U (7.29)

Aplicando-se a equação de fluxo de massa no ponto neutro, tem-se:

( )⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−+= nn

hRVrVe φφ cos11cos2

21'

(7.30)

Onde, Ve = Velocidade de saída da tira

φn = Ângulo neutro.


139

O ângulo neutro em radianos, onde se vê na fig.7.2 como θn, pode ser obtido da

seguinte forma:

( )⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢

⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛−

+−⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

2/12/1

'

2/1

' 1arctan

211ln.2

8tan.2

rrr

R

h

R

hn πφ (7.31)

Denominando-se de fator de deslizamento (λ) como sendo igual a:

( )nnhR φφλ cos11cos2

2 '

−⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−= (7.32)

Então:

Ve = Vr(1 + λ) (7.33)

Denominando-se de fator de deslizamento à frente (λf) como:

λf = 1 + λ (7.34)

Então e expressão da velocidade de saída da tira corrigida pelo fator de deslizamento à

frente é dada por:

Ve = Vr.λf (7.35)

Fig.7.3 – Esquema que mostra a geometria da laminação no ponto neutro [5].


140

7.3 - EQUAÇÕES DE FLUXOS TÉRMICOS NA LAMINAÇÃO

A previsão da temperatura do material que está sendo laminado é parte essencial na

tecnologia de laminação. Pelo uso de modelos matemáticos capazes de realizar tais

previsões, técnicas de controles automáticos podem ser empregados para estabelecer

set-ups e seqüências de operações antes da laminação iniciar. Isto é desejável não

somente para melhorar a eficiência da laminação (por exemplo minimizar o número de

passes em um laminador reverso), mas também para se atingir as propriedades

metalúrgicas e físicas desejadas do produto final.

Em muitos processos de laminação, a temperatura do material é controlada por sprays

de água, isto é particularmente importante na laminação controlada onde certas faixas

de temperaturas finais são especificadas. Entretanto, os sprays também são utilizados

para a retirada de carepa e para o controle ou remoção de finas partículas de óxidos

que são geradas na alta velocidade de laminação do material[1].

7.3.1 - Calor Gerado Dentro do Material Durante a Laminação.

A energia térmica no material antes de entrar no laminador pode ser adquirido das

seguintes formas:

a) pela deformação plástica do material,

b) pelo efeito do atrito na mordida do cilindro de laminação,

c) pela oxidação ou formação de carepa na superfície do material e

d) pelas mudanças nas propriedades físicas e metalúrgicas que ocorrem no material.

Uma maneira de se calcular o aumento de temperatura devido à deformação plástica

no passe é dada por [14]:

açoaço

DEF cldWtP

AtdT

....1

ρε

⋅=Δ (7.36)


141

onde:

ΔTDEF - aumento de temperatura devido à deformação plástica;

Atd – equivalente térmico da deformação;

ld – comprimento do arco de contato;

ρaço – massa específica do aço;

caço – calor específico do aço.

Com respeito ao aumento de calor devido à mordida do cilindro, isto ocorre somente na

superfície e a temperatura média da tira que esta sendo laminada será inversamente

proporcional a espessura da mesma.

A oxidação superficial do material durante a laminação é uma reação exotérmica e a

sua taxa de geração de calor depende de alguns parâmetros tais como, temperatura do

material e espessura da camada de óxido(ou velocidade de formação de carepa). De

maneira análoga ao atrito de mordida do cilindro, o aumento na temperatura média do

material que está sendo laminado é inversamente proporcional a espessura do mesmo

No caso do calor gerado durante as transformações metalúrgicas que ocorrem no aço,

são devido às reações que ocorrem no estado sólido e que está associado à

decomposição da estrutura austenítica em ferrita e cementita. Este calor gerado é

diretamente proporcional ao teor de carbono no aço e pode variar de 215 até 950 cal/g

[1].

7.3.2 - Resfriamento do Material Durante a Laminação

Inicialmente, a perda de calor do material é devido:

a) por condução diretamente para o cilindro de trabalho,

b) por radiação,

c) pelo ar (convecção),


142

d) pela água,

e) por condução dentro do próprio material.

O calculo da queda de temperatura devido à condução de calor pelo cilindro de

trabalho é dada por [14]:

( )açoaço

AC cVacWTcilTeldHacT

..10.....2 9

ρ

−−=Δ (7.37)

ΔTAC - queda de temperatura média do material pelo arco de contato

Tcil – temperatura do cilindro de trabalho;

W – largura do material,

Vac – vazão do material no arco de contato no passe;

Te – temperatura de entrada do material no passe.

Vac = h2.W.Vr.36.10-7 (7.38)

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+−=

πψ 21

.23

ztb

Hac ezac

(7.39)

açoaçoaço cb ..3 ρλ= (7.40)

carepa

accarepa

Sbt

z.

..2

3

λ= (7.41)

b3 – efusividade térmica,

λaço – condutividade térmica do aço,

λcarepa - condutividade térmica da carepa,

Scarepa – espessura de carepa.

tac – tempo de aplicação da deformação no arco de contato em horas


143

( ) ( ) ( ) ( ) ⎥

⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡+−+−= LL6422 2!.3

!62!.2!4

2!.1!21

21.4

zzzzez π

ψ (7.42)

Com relação a perda de calor por radiação, a perda de calor por radiação também

pode ser calculada por [14]:

2..

....2 4

hc

tT

açoaço

ipSSBmRAD ρ

θσε=Δ (7.43)

tip – Tempo entre passes

ΔTRAD - Queda de temperatura devido à perda de calor por radiação

θS – Temperatura de saída em Kelvin, θS = TSAIDA + 273

σSB – constante de Stefan-Boltzmann, σSB = 1,356.10-12 cal/cm2.s.K4

εm – emissividade do aço, εm = 0,8

A queda de temperatura devido à perda de calor por convecção (ar) pode ser

determinada pela seguinte expressão: - ΔTAR [14]

( )⎟⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜⎜

⎝

⎛

−−=Δ

−

2..

.2

1. haçocaço

iptar

ARAR eTTT ρ

α

(7.44)

2,0

8,08,0..0284,0

W

Ve

ar

ararar ⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

μρ

λα (7.45)

ΔTAR - queda de temperatura devido à perda de calor por convecção

λar – condutividade térmica do ar,

ρar – massa específica do ar,

μar – viscosidade do ar.


144

Geralmente a perda de calor por convecção pelo ar é desprezada, por ser muito

pequena comparada com perda devido a resfriamento com água. Entretanto, para uma

temperatura superficial na faixa 800 a 9000C, o coeficiente de transferência de calor se

situa na faixa de 80 a 90 kcal/m2/h/0C[16]. Para uma convecção natural com o ar de

superfícies planas do lado superior, a expressão da perda de calor é dada pela

equação 7.46 e para o lado inferior pela equação 7.47 é, para a área superficial total

esta sendo laminada [17].

ΔTARSUP = 0,35T0,25 em BTU/h/ft2 (7.46)

ΔTARINF = 0,2T0,25 em BTU/h/ft2 (7.47)

O resfriamento da superfície dos aços a altas temperaturas pela água utilizando-se

sprays e jatos laminar tem sido estudados por muitos pesquisadores. Os resultados

são apresentados em termos diferentes, tal como intensidade de resfriamento

(BTU/hora/ft2) e eficiência do spray (BTU/lb de água) e também pelo coeficiente de

transferência de calor convencional (BTU/ft2/hora/0F). A eficiência do spray é

simplesmente a transferência de calor por unidade de água de resfriamento, e é uma

medida que efetivamente mostra a remoção de calor pelo spray [18].

A queda de temperatura devido à condução de calor pela ação da água também pode

ser calculada da seguinte forma:

Na região dos sprays de água, pode-se estimar a queda de temperatura pela seguinte

expressão[14]:

( )π

tb

TTe.4.λΔT agua

3

aguaacoAGUA

−= (7.48)

ΔTAGUA - Queda de temperatura devido à

condução de calor pela ação da água

Te – temperatura de entrada no passe [oC],

Tagua – temperatura de entrada da água do

spray antes do passe [oC],

tagua – tempo de contato da água [seg],

λaço – condutividade térmica do aço

[cal / cm.s.oC]


145

onde,

25aco 4,019.10.Te2,572.10λ −− += (7.49)

açoaçoaço3 .c.ρλb = (7.50)

10000,5.Te8050ρaço

−= (7.51)

41800,0683.Te587,8Caço

+= (7.52)

b3 – efusividade térmica

ρaço – massa específica do aço em [g/cm3],

caço – calor específico do aço

[Kcal/Kg.grau, ou cal/g.grau].

7.3.3 - Fluxo de Calor no Cilindro de Trabalho.

As entradas de calor no cilindro de trabalho podem ser vistas esquematicamente na

fig.7.4 e são devidas a [9]:

a) radiação do material que entra e sai no cilindro,

b) condução de calor do material através da camada de óxido,

c) efeito do atrito ao longo do arco de contato da mordida do cilindro,

d) outras fontes.

Geralmente os itens a e d são desconsiderados por serem muito menores que os itens

b e c.

As saídas de calor do cilindro de trabalho podem ser vistas esquematicamente na

fig.7.5 e são devidas a [9]:

a) convecção através do uso de fluido refrigerante (geralmente água ),

b) convecção pelo ar,

c) radiação para as vizinhanças,

d) contato com o cilindro de apoio,

e) fluxo de calor na direção longitudinal para o munhão do cilindro (parte central).


146

Fig.7.4 - Esquema mostrando as entradas de calor no Cilindro de trabalho.

Fig.7.5 - Esquema mostrando as saídas de calor do Cilindro de trabalho.

Os modelos matemáticos descrevem fluxos de entradas e saídas de calor do cilindro

de trabalho de maneiras diversas e muito complexas. Basicamente eles podem ser

classificados em modelos uni ou bi-dimensional.


147

7.4 - ASPÉCTOS METALÚRGICOS NA LAMINAÇÃO

Antes de os Aspectos Metalúrgicos na Laminação serem analisados, é necessário se

fazer um breve comentário sobre as estruturas cristalográficas e as fases do aço

durante o seu aquecimento e resfriamento para que se possa melhor compreender as

mudanças nas propriedades do material [77].

Para o bom entendimento dos aços, é necessário se conhecer primeiro o diagrama de

equilíbrio ferro-carbono (Fe-C) dado na fig.7.6[20]. Esse diagrama é geralmente

apresentado até 6,7% de carbono, porque este elemento forma com o ferro o composto

Fe3C (cementita) que é extremamente duro e contém, aproximadamente, 6,7% de

carbono.

Como pode ser visto na fig.7.6, o ferro puro (isento de carbono), apresenta-se até

912oC sob a forma alotrópica alfa (α) e acima de 912oC até 1354oC no estado

alotrópico (γ). Essas formas alotrópicas se caracterizam por possuírem reticulados

cristalinos diferentes para os átomos de ferro: o ferro α possui reticulado cúbico de

corpo centrado (CCC) e o ferro γ possui reticulado cúbico de face centrada (CFC).

A fig.7.7 mostra os reticulados cristalinos dos átomos de ferro nas formas alotrópicas

CCC e CFC. Observa-se que a estrutura CCC possui somente um átomo de ferro no

centro do reticulado cristalino. Por outro lado, a estrutura CFC possui átomos de ferro

no centro das faces do reticulado [77].


148

Fig.7.6 – Diagrama de Equilíbrio Ferro-Carbono[20]

Estrutura CCC

Estrutura CFC

Fig.7.7 – Esquema mostrando as estruturas cristalinas cúbica de corpo centrado CCC e cúbica de face

centrada CFC.

Nota-se também no diagrama Fe-C que à medida o teor de carbono aumenta até o

limite de 0,77%C obtêm-se a estrutura austenitica (Fe γ) a temperaturas cada vez mais


149

baixas até o limite de 727oC. Esta faixa de teor de carbono de 0 a 0,77%C é onde se

situa praticamente todos os aços comercialmente utilizados no mundo.

Os átomos de carbono ocupam os espaços vazios dos reticulados de átomos de ferro e

como pode ser observado na fig.7.6, a fase austenítica (estrutura CFC) tem capacidade

para absorver mais carbono do que a fase ferrítica (estrutura CCC).

A estrutura CFC devido ao seu formato de empilhamento, é muito mais fácil de ser

deformado do que a estrutura CCC. Desta forma, para se laminar a quente um aço,

deve-se primeiro alcançar a estrutura austenítica, ou seja: conforme o teor de carbono,

aquecer o aço em torno de 800 a 880oC, para em seguida fazer a deformação no

laminador. Desta forma, economiza-se energia, equipamentos, tempo, e viabiliza

economicamente o produto além de poder conferir boas propriedades mecânicas e

metalúrgicas ao aço posteriormente ou durante a laminação.

Para se ter uma idéia da facilidade de deformação de um metal com estrutura cristalina

CFC, o chumbo é um material que possui esta estrutura na temperatura ambiente e o

ferro por outro lado, na temperatura ambiente possui estrutura CCC.

Uma das conseqüências do processo de reaquecimento do aço é o crescimento de

grão. O controle deste crescimento é uma etapa importante no processo de laminação

controlada onde se desenvolve grandes esforços para alcançar produtos com

estruturas de granulação fina [21,22].

Para aços microligados, a temperatura de reaquecimento deve ser alta o bastante para

solubilizar as partículas estáveis que se formaram com as ligas.

A temperatura de reaquecimento também afeta a formação da chamada bandas de

deformação, a qual desenvolve um importante papel durante o processo subseqüente

de restauração do grão[23]. Como pode ser visto na fig.7.8 [9], quanto maior a

temperatura de reaquecimento do material, menor será a quantidade de formação das

bandas de deformação e com menos uniformidade após uma dada redução no

material.


150

Fig.7.8 - Efeito da quantidade de redução sobre a formação das bandas de deformação

Para que o tamanho de grão final da austenita seja fortemente dependente do

reaquecimento do grão, é necessário que a temperatura de reaquecimento seja

mantida acima da temperatura de crescimento do grão [21].

7.4.1 - Processos de restauração do grão.

A restauração dos grãos é um mecanismo de amaciamento do material, onde a energia

de deformação elimina as discordâncias e outros defeitos cristalinos, tais como, vazios

e elementos intersticiais, permitindo o rearranjamento da estrutura cristalina [77].

Inicialmente na laminação à quente, a microestrutura do aço consiste de grãos

equiaxiais grosseiros de austenita, como pode ser visto na fig.7.9. Durante o passe no

laminador, os grãos de austenita são deformados e alongados. As bandas de

deformação podem aparecer dentro dos grãos de austenita, como mostrado na fig.7.9.


151

Fig.7.9 - Ilustração esquemática da recristalização estática [9,77].

Na laminação à quente existem três processos de restauração dos grãos que são:

a) Processo de restauração Estático – Este processo inicia e termina após a

deformação,

b) Processo de restauração Dinâmico – Este processo inicia e termina durante a

deformação do material,

c) Processo de restauração Metadinâmico – Este processo se inicia durante a

deformação e se completa após a deformação do material.

Fig.7.10 – Ilustração mostrando as recuperações estática e dinâmica e as recristalizações estáticas,

dinâmica e metadinaâmica.


152

7.4.1.1 - Processo de restauração estático.

Devido aos defeitos na estrutura cristalina principalmente na forma de discordâncias,

existe uma energia armazenada no material, chamada de força motriz. Esta força

motriz depende tanto da taxa de deformação quanto da força aplicada durante o passe

para dar início ao processo de recristalização estática [77].

Na laminação à quente, a recristalização estática pode iniciar espontaneamente. O

núcleo de recristalização toma lugar preferencialmente nos contornos de grãos

alongados e nas bandas de deformação [24].

Na laminação a quente dos aços, a recristalização estática normalmente ocorre entre

passes, ou seja, após a deformação.

As microestruturas desenvolvidas pelo processo de restauração dinâmico não são

estáveis e a elevadas temperaturas são modificadas por processos de restauração

metadinâmicos e estáticos. Este último processo pode incluir recuperação estática,

recristalização estática e metadinâmica.

O amaciamento do material devido à recuperação e recristalização estáticas ocorre

numa velocidade que depende das condições de deformação e da temperatura

anteriores. A curva de recristalização geralmente segue uma equação como a de

Avrami[18], Johnson-Mehl[25], ou Kolmogorov [25], que se apresentam na seguinte

forma:

Xt = 1-exp[-C.(t/tf)kt] (7.53)

Onde, Xt = fração de recristalização no tempo,

tf = tempo para produzir a fração de recristalização f,

C = -ln(1-f),

kt= exponencial do tempo.

O tempo para se produzir uma certa fração de recristalização f, normalmente é obtido

por uma expressão que depende da temperatura, da deformação, da taxa de


153

deformação, do tamanho de grão inicial e da energia de ativação para a recristalização.

A forma geral desta expressão pode ser descrita como [25,77]:

⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛= −−

RTQ

ZdBt recrqpf exp.... 0ε (7.54)

Onde, R = constante dos gases,

B,p,q e r = são constantes que dependem do material,

ε = deformação do material,

d0 = tamanho de grão inicial,

Qrec = Energia de ativação para a recristalização.

Z = Parâmetro Zener-Hollomon.

O parâmetro Zener-Hollomon está diretamente relacionado a uma velocidade de

deformação levando em consideração o efeito da temperatura, e é dado por:

Z = •ε .exp(Qdef / RT) (7.55)

•ε = taxa de deformação,

R = constante dos gases,

T = temperatura absoluta,

Qdef = Energia de ativação para a deformação.

Como a energia armazenada no material representa a força motriz para a

recristalização, isto justifica o expoente negativo para a deformação do material e para

o parâmetro Zener Hollomon. Pois quanto maior a deformação aplicada no material,

menor será o tempo para se produzir uma determinada recristalização f. A redução do

tempo de recristalização também pode se reduzido com a diminuição do tamanho de

grão antes da deformação, devido ao aumento de densidade de sítios de nucleação.


154

Deformação acumulada - εa

Caso não ocorra recristalização completa num determinado passe, alguma deformação

residual ficará retida e será transferida para o passe seguinte [13,26,27,28,77,78],

então:

εai = εti + (1 – Xi-1)εai-1 (7.56)

εt = Deformação total,

X = Fração de recristalização do material.

Muitos autores têm encontrado equações que determinam a fração de recristalização X

e o tempo para se alcançar uma determinada recristalização.

7.4.1.2 - Processo de restauração dinâmico.

Quando o aço é deformado no estado de austenita a altas temperaturas, a tensão de

escoamento aumenta para um máximo e em seguida cai para um valor constante,

como mostrado na fig.7.10[9]. Isto é devido ao fato de que após um certo tempo de

deformação, a geração de discordâncias e sua posterior eliminação alcançam um certo

equilíbrio de modo que o material pode continuar a ser deformado sem que ocorra

qualquer aumento ou diminuição na tensão de escoamento. Esta tensão é denominada

de tensão de escoamento no regime estacionário σss. Esta tensão pode ser escrita da

seguinte forma [4]:

( )

q

TRQdeftAssss⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡

=•

.exp.. εσ (7.57)

Ass, q - Constantes da equação acima,

Qdef - Energia de ativação para a deformação,

R - Constante universal dos gases ideais,


155

T - Temperatura.

Desta forma pode-se afirmar que: altas taxas de deformação favorecem a

recristalização dinâmica e quanto maiores forem as taxas de deformação mais

rapidamente se iniciará o processo de recristalização dinâmica no material.

A deformação de pico εp que corresponde ao valor máximo que a tensão de

escoamento atinge durante a deformação à quente do aço [9,77], é dado por:

εp = A.Z.(d0)1/n (7.58)

onde, A, n = constantes,

d0 = tamanho de grão inicial,

Z = Parâmetro Zener-Hollomon .

Desta forma, a restauração dinâmica se inicia quando a deformação aplicada

ultrapassa o valor da deformação critica εc [4,30]. Muitos autores consideram que, para

os aços carbono-manganês, o valor da deformação crítica εc corresponde a 80% da

deformação de pico εp [4,30], ou seja:

εc = 0,8.εp (7.59)

Portanto, quando uma certa deformação ε aplicada durante a laminação for menor

do que εc, ou seja, ε < εc ou ε < 0,8.εp tem-se recristalização estática, por outro

lado, quando ε > εc ou ε > 0,8.εp tem-se recristalização dinâmica.


156

Figura 7.10 - Efeitos dos processos de restauração dinâmicos na curva tensão-deformação [9,77].

σss - Tensão de escoamento no regime estacionário [9,77].

Figura 7.12 - Curvas tensão-deformação de um aço com 0,25%C mostrando a influência da

velocidade de deformação na peridodicidade de picos de tensão; este comportamento está

relacionado com o fenômeno de recristalização dinâmica.

Como pode ser observado na fig.7.11 e 7.12, a restauração dinâmica na laminação dos

aços tem início para grandes deformações, devido ao fato de que a deformação crítica


157

necessária para alcançar o estado constante da tensão de escoamento ser muito alta,

mesmo em altas temperaturas.

Como existem inúmeros estudos que relaciona o limite de resistência εp em função do

tamanho de grão inicial, temperatura, taxa de deformação, etc, pode-se então calcular

a deformação crítica do aço em função destas mesmas variáveis.

A relação entre εc/εp para vários tipos de aço, se encontra na faixa entre 0,67 e 0,86

[33]. Foi observado que para aços ao nióbio, o valor da relação εc/εp está na faixa de

0,65 [25,34].

7.4.1.3 - Processo de restauração Metadinâmico

No processo de restauração metadinâmico, a recristalização do material se inicia

durante a deformação e prossegue no intervalo entre passes, como mostrado na figura

(7.10). Este fenômeno normalmente ocorre na deformação a quente quando a

deformação aplicada ultrapassa a deformação crítica εc, mas a tensão de escoamento

no regime estacionário σss não é alcançada.

As equações da fração de recristalização para a restauração metadinâmica possuem

uma cinética rápida.

Observa-se que a cinética da recristalização metadinâmica não depende da

deformação, mas somente da taxa de deformação, como foi observado por vários

autores [32,33,34,35,77]. Nota-se que esta analise é feita após a deformação do

material ultrapassar a deformação crítica. Da mesma forma com que acontece na

recristalização dinâmica, altas taxas de deformação favorece com que mais cedo se

inicia o processo de recristalização metadinâmico. Devido a grande influencia da taxa

de deformação, outros fatores como temperatura e elementos de liga nos aços tem

pouca influencia na recristalização metadinâmica [25,32]. Adições de molibidênio,

nióbio e titânio possuem pequeno efeito na recristalização metadinâmica,

principalmente devido à formação de carbonetos que inibem o início da

recristalização[25].


158

7.4.2 - Fatores que afetam a redução crítica de recristalização.

A quantidade crítica de deformação é a redução mínima na laminação na qual a

austenita se recristaliza completamente, e é chamada de redução crítica de

recristalização. De acordo com cada processo de restauração a redução crítica

aumenta rapidamente com a diminuição da temperatura de deformação e também com

adição de elementos de liga, especialmente o nióbio [23,77].

Outro fator que afeta a redução crítica de recristalização é o tamanho de grão inicial

[23], ou seja, quanto maior o tamanho de grão, maior é a redução crítica de

recristalização. A fig.7.13 mostra também que para os aços carbono a redução crítica

de recristalização é muito pequena. Observa-se uma forte influência da temperatura de

laminação, pois quanto maior a temperatura de laminação menor é a redução crítica de

recristalização.

Fig.7.11 - Efeito da temperatura de deformação e do tamanho de grão sobre a quantidade crítica de

redução necessária para acompleta recristalização no aço carbono e ao nióbio.

7.4.3 - Efeito da Temperatura e Elementos de Liga

Temperatura de recristalização de um aço é a temperatura mais baixa a qual a

estrutura austenítica se recristaliza completamente após deformação. Portanto, quanto


159

mais alta a temperatura de laminação a quente, maior será o número de grãos

deformados que serão recristalizados.

A temperatura de recristalização do material aumenta com a adição de elementos de

liga. Esta relação pode ser vista na fig.7.12.

O cobalto, alumínio, nióbio, titânio e em menor grau o vanádio retardam a

recristalização estática e dinâmica [1,36].

Fig.7.12 - Aumento na temperatura de recristalização com o aumento de elementos de liga no aço com

0,007%C; 1,40%Mn; 0,25%Si [9].

7.4.4 - Efeito da Quantidade de Deformação.

Dependendo da quantidade de deformação na laminação, o processo de restauração

estático se processa de três formas, como mostrado na fig.7.13.


160

Fig.7.13 - Efeito da quantidade de redução e temperatura de laminação sobre o comportamento da

restauração: o aço ao nióbio foi aquecido para1150o C a qual deu um tamanho de grão de

aproximadamente180 μm e laminado em um passe [9].

a) Recuperação – Esta forma de restauração estática ocorre quando o laminador tem

redução menor do que o valor crítico para a recristalização parcial. Neste caso, os

grãos coalescem ao invés de refinar devido às tensões induzidas com as migrações

nos contornos de grãos, produzindo grãos muito maiores do que os iniciais. Estes

grãos grandes formados devido a pequena deformação na região de recuperação

permanece ainda após muitos passes na zona de recristalização parcial.

b) Recristalização Parcial – Quando a redução na laminação é suficiente para iniciar a

recristalização parcial, produzindo uma microestrutura mista de grãos recristalizados e

grãos restabelecidos

c) Recristalização Completa – É a redução mínima na laminação na qual a austenita se

recristaliza completamente e é sempre chamada de redução crítica de recristalização

[37]. O tamanho de grão da austenita recristalizada diminui significativamente com o

aumento no grau de redução total, como pode ser visto na fig.7.14.


161

Fig.7.14 - Efeito da redução total sobre o tamanho de grão da austenitano aço nióbio a qual foi pré-

aquecido para 1280o C ou 1150o C e subseqüentemente laminado em multi-passes.

7.4.5 - Tamanho de grão da austenita completamente recristalizada após deformação.

Os grãos recristalizados após deformação podem ter sido originados após a

recristalização estática ou após recristalização dinâmica ou metadinâmica.

No caso de recristalização estática, os tamanhos de grão após completa recristalização

são função da deformação prévia do material e do seu tamanho de grão inicial.

Normalmente estas equações são escritas da seguinte forma:

drec = E.d0F.ε-G (7.60)

onde E, F e G são constantes da equação. Observa-se que o tamanho de grão

aumenta com o tamanho de grão inicial e diminui com o aumento da deformação

aplicada ao material.

Pequenos tamanhos de grãos levam a maiores densidades de discordâncias que por

sua vez, contribui para o aumento da taxa de nucleação de grãos o que resulta numa

diminuição dos grãos recristalizados.


162

7.4.6 - Crescimento do grão após completa recristalização na laminação.

Após a completa recristalização do grão, inicia-se o seu processo de crescimento

devido às altas temperaturas e a energia acumulada nos contornos de grãos produzida

pelas deformações aplicadas. Desta forma, pode-se listar os principais fatores que

afetam a velocidade e o tamanho dos grãos recristalizados, que são:

a) Tamanho de grão da austenita antes da deformação, a qual é função da

temperatura de aquecimento,

b) Tempo de exposição do material a altas temperaturas,

c) Quantidade de deformação antes de qualquer deformação posterior,

Como os sítios de recristalização são predominantemente localizados nos

contornos de grãos, o tamanho de grão inicial tem uma grande influencia no tamanho

de grão final do aço. A fig.7.15 mostra o efeito do tempo de encharque e da quantidade

de redução sobre o progresso do crescimento do grão aço carbono plano e aço ao

nióbio.

Fig.7.15 - Efeito do tempo de encharque e da quantidade de redução sobre o Progresso do crescimento

do grão aço carbono plano e aço nióbio[23].

O crescimento do grão é dividido em três regiões [23].


163

Região 1 – Nesta região, os grãos começam a crescer a partir de uma estrutura mista

com grãos recuperados e grãos grandes ou grãos recristalizados e outros recuperados,

dependendo da quantidade de redução.

Região 2 – Nesta região, o crescimento dos grãos segue a equação de Miller [33]:

d10 = dr10 + (A’.t)exp(-Q’/R.T) (7.61)

onde, A’,Q’ são constantes, e t o tempo

Região 3 – Esta região corresponde ao crescimento anormal quando grãos muito

grandes subitamente se desenvolvem entre os grãos pequenos. O tamanho dos grãos

coalescidos a partir de uma estrutura de grãos pequenos durante este processo de

recristalização secundária é muito maior do que os grãos coalescidos a partir de uma

estrutra de grãos grandes.

No caso da laminação a quente dos aços a equação geral para o crescimento de grão

é dada por:

⎟⎠⎞⎜

⎝⎛−+= TR

QcretKdd yrec

y.exp.. (7.62)

onde: d e drec – tamanho do grão final e recristalizado, respectivamente,

y – exponencial do crescimento do grão,

K – constante,

t – tempo entre passes na laminação,

Qcre – energia de ativação para o crescimento do grão.

Hodgson et. al. [27,38] mostrou que o tempo entre passes tem um papel muito

importante no crescimento do grão, e que durante o primeiro segundo o crescimento do

grão é muito rápido e segue uma curva parabólica. Após este tempo, a taxa de

crescimento do grão diminui para um exponencial da ordem de sete. Como na

laminação a quente o tempo entre passes é muito curto, portanto este tempo de um

segundo afeta significativamente o tamanho de grão.


164

Este mesmo autor também sugere que diferentes taxas de crescimento do grão são

obtidas quando ocorre recristalização estática ou dinâmica [27,38]. Segundo o autor, a

recristalização estática requer nucleação principalmente nos contornos de grão,

portanto os grãos formados são pequenos e possuem uma alta taxa de crescimento.

Por outro lado, durante a recristalização dinâmica os núcleos são formados devido ao

grande acúmulo de discordâncias gerando muitos grãos pequenos e com menores

taxas de crescimento, este crescimento dos grãos recristalizados dinâmicamente é

chamado de recristalização metadinâmica. Em seus estudos, o autor concluiu que os

grãos produzidos pela recristalização dinâmica/metadinâmica são mais finos do que os

oriundos da recristalização estática.

Fig.7.16 - Comportamento do tamanho de grão da austenita após completa recristalização em função do

tempo mostrado por Hodgson et. al. [27,77,78].


165

7.4.7 - Tamanho de grão da austenita parcialmente recristalizada

No caso em que não ocorra recristalização completa, ou seja, recristalização menor do

que 95%, o tamanho de grão para o próximo passe pode ser calculado pela seguinte

expressão [27,30]:

( )2134

1.. XdXdd irec −+= − (7.63)

7.4.8 - Mudanças estruturais no aço durante o resfriamento.

Após a laminação à quente, o material é sujeito a um resfriamento combinado de ar e

água. O tamanho de grão da ferrita será afetado por [45,46]:

a) temperatura final de laminação,

b) atraso de tempo entre a laminação e o início do resfriamento com água,

c) velocidade de resfriamento.

O tamanho de grão da ferrita no aço aumenta com o aumento do atraso de tempo e

diminui tanto com a diminuição da temperatura final de laminação quanto com o

aumento da velocidade de resfriamento do material.

7.4.8.1 - Tamanho de grão da Ferrita

O tamanho de grão final da ferrita no aço é um dos principais parâmetros da laminação

devido a sua forte influencia nas propriedades mecânicas do mesmo. Por outro lado, o

tamanho de grão da ferrita é fortemente influenciado pelo tamanho de grão da

austenita e da taxa de resfriamento após o último passe e também da deformação

residual final contida no aço [32].

Sellars e Beynom [6,25] fizeram um equacionamento levando em consideração estes

fatores. O equacionamento consiste primeiro em se calcular o tamanho de grão da

ferrita sem deformação residual, levando-se em consideração somente a taxa de


166

resfriamento e o tamanho de grão final da austenita. Em seguida calcula-se o tamanho

de grão final da ferrita no aço, levando-se em consideração a deformação residual

contida no mesmo.

Desta forma pode-se escrever o tamanho de grão da ferrita recristalizada, sem

presença de deformação residual ou acumulada - αrecd , da seguinte forma

[77,78,79,80]:

( )[ ]dgTbadrec .10.5,1exp1.. 221

−−

•−−++=α (7.63)

•T - Taxa de resfriamento do aço (0C/s),

d – Tamanho de grão da austenita,

a, b e g – São constantes para cada tipo de aço [25]

a = 1,4; b = 5,0; g = 22 para aço carbono e microligado [25],

a = 2,5; b = 3,0; g = 20 para aço carbono ao nióbio [25].

A deformação residual ou acumulada reduz o tamanho de grão final da ferrita, por

causa da presença de grande quantidade de discordâncias que aumenta o número de

sítios de nucleação para a transformação de austenita em ferrita.

Hodgson e Gibbs [32] utilizaram a seguinte expressão para aços carbono, nióbio e

microligados para cálculo do tamanho de grão da ferrita em presença de deformação

residual ou acumulada - dα.

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−= 2

1.45,01. arecdd εα

α 7.65)

−aε Deformação residual ou acumulada.


167

7.4.9 - Efeito da microestrutura do aço na tensão de escoamento do material

Durante a deformação do aço, energia é armazenada devido a deformação dos grãos

na forma de defeitos no reticulado(discordâncias). Desta forma, onde ocorre uma

recristalização em que os defeitos do reticulado são eliminados e a energia

armazenada nos grãos deformados é reduzida. Portanto, a tensão de escoamento de

uma estrutura completamente recristalizada será bem menor do que aquela que foi

parcialmente recristalizada.

Desta forma, o controle da evolução microestrutural durante a laminação a quente tem

um papel fundamental no resultado da tensão de escoamento média (TEM) do material

e, por conseguinte nas propriedades mecânicas do mesmo.

Boratto e outros autores[8,13,28,29,47,48] utilizaram a analise da curva TEM com o

inverso da temperatura para prever três temperaturas criticas do aço durante a

laminação, que são as temperaturas Ar3 e Ar1 do diagrama Fe-C e a temperatura de

não recristalização Tnr.

Esta técnica passou a ser utilizada também para se prever a ocorrência da

recristalização dinâmica na laminação a quente dos aços[4,6,13,49,50]. Sarmento e

Evans[50] traçaram curvas da TEM com a deformação total usando dados industriais

de duas laminações a quente de tiras. Eles analisaram o comportamento da TEM nos

aços C-Mn e Nb e concluíram que a recristalização dinâmica somente ocorre quando a

deformação acumulada ultrapassa a deformação crítica.

Desta forma, outros autores[4,6,13,25,49], analisaram o comportamento da TEM com o

inverso da temperatura de modo a identificar a ocorrência de mudanças

microestruturais durante a laminação a quente dos aços, tais como, recristalização

estática, dinâmica e metadinâmica, deformação acumulada, e transformação de fase.

Para melhor entendimento destas analises, a fig.7.17 mostra estes fenômenos de uma

maneira esquemática.


168

Fig.7.17 – Representação esquemática da variação da tensão de escoamento média TEM em função do

inverso da temperatura absoluta e sua influencia com os fenômenos metalúrgicos, numa laminação a

quente com cinco passes [12].

Observe que no primeiro passe onde se situa a mais alta temperatura a inclinação da

curva é menor onde ocorre recristalização estática. Pois altas temperaturas favorecem

a completa recristalização entre passes. Nota-se pelo aumento da inclinação da curva

que no segundo passe com temperatura mais baixa a recristalização completa não

ocorre, levando ao aparecimento de deformações acumuladas. O acumulo destas

deformações levam a um limite onde se inicia a recristalização dinâmica no passe três

seguida da metadinâmica até o passe quatro. Esta mesma análise foi feita por D.

Auzinger e outros [49] para laminação de tiras a quente, como pode ser visto na fig.

7.18.


169

Fig.7.18 – Representação esquemática da variação da tensão de escoamento em função do inverso da

temperatura durante a laminação a quente [49].

Entretanto, para se avaliar corretamente a tensão de escoamento na laminação à

quente, alguns autores [51,52] consideraram as seguintes duas situações para o caso

da recristalização estática, mas que podem ser aplicadas para qualquer tipo de

recristalização.

a - tempo de recristalização tR ou trec é menor ou igual ao tempo entre passes:

tI ou tip ( trec < tip ),

b- tempo de recristalização tR ou trec é maior do que o tempo entre passes:

tI ou tip ( trec > tip ).

O primeiro caso está mostrado na fig.7.19 onde d01 é o tamanho de grão inicial antes

do primeiro passe. A estrutura dos grãos é de completamente recristalizada (XR=1)

após tempo tR a qual o tamanho de grão é igual a dR. Por conseguinte, a tensão de

escoamento para o segundo passe pode ser determinada pelo uso da equação

conhecida aplicável para estruturas de grãos completamente recristalizadas.


170

Fig.7.19 - Evolução dos parâmetros estruturais entre os passes.

Caso a recristalização não tenha sido completada antes do segundo passe, então a

equação para a tensão de escoamento pode ser apresentada como consistindo de dois

componentes, como mostrado na fig.7.20.

( ) )(.1)(. 2_

1_

12_

2 εεσεσσ +−+= RR XX (7.66)

onde:

)( 2_

2 εσ é o componente da tensão de escoamento correspondente a parte

recristalizada da estrutura dos grãos, e

)( 2_

1_

1 εεσ + é o componente da tensão de escoamento correspondente a parte não

recristalizada da estrutura dos grãos.


171

Fig.7.20 - Princípio de um modelo de tensão de multi-passes

Misaka e Yoshimoto[3] desenvolveram um modelo que calcula a tensão de escoamento

média (TEM) em aços C-Mn durante a laminação de tiras à quente. Esta equação

considera somente recristalização estática e leva em consideração o teor de carbono

(%C), a deformação homogênea (εh) e a taxa de deformação (•

ε ). Esta equação é

escrita da seguinte forma [3,77,78,79,80]:

[ ] [ ] [ ] [ ] 13,021,0

22 ..112029682851594,075,1126,0exp

•

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ −+++−= εε

TCCCCTEM MK (7.67)

Onde:

TEMMK - tensão de escoamento média

T – Temperatura

C – teor de carbono no aço.

Esta equação foi testada para teores de carbono na faixa de 0,05 a 1,20%, taxa de

deformação entre 30 e 200 s-1, temperatura entre 750 e 1200o C, e deformação abaixo

de 0,50.

Shida[25] também deduziu uma equação para o calculo da TEM usando oito tipos de

aços carbono-manganês com teor de carbono na faixa de 0,01 a 0,08%, taxa de

deformação entre 0,2 e 30s-1, temperatura entre 650 e 1200o C, e deformação acima de

0,60. A sua equação é dada por:


172

mn

f KK⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

•

10.

2,02,03,1 εεε

(7.68)

Onde:

Kf – tensão de escoamento média,

K, n, m - fatores que dependem da temperatura e teor de carbono.

Karjalainem e outros [28] desenvolveu uma equação empírica da TEM a partir de testes

de torsão para aços microligados com teores na faixa de 0,05–0,9%C; 1,20–1,57%Mn;

0,011-0,046%Nb; 0,001-0,142%Ti; 0-0,082%V e 0,03-0,70%Ni; e a mesma é dada por

[77]:

TTEM 380000225+−= (7.69)

Biglou e outros[53] também desenvolveu uma equação empírica da TEM a partir de

testes de torção para aços com teores na faixa de 0,07%C; 1,3%Mn; 0,076%Nb;

0,24%Ti; e a mesma é dada por:

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛+=

TTEM 1000.2,3916,166 (7.70)

Esta equação foi desenvolvida para a condição de total recristalização entre passes.

A equação de Misaka passou a ser utilizada por alguns autores para se prever a TEM

dos aços em função da temperatura e teor de carbono[4,6]. Porem, para se levar em

consideração outros elementos de liga e também não somente a ocorrência de

completa recristalização estática entre passes, mas também a recristalização dinâmica

e metadinâmica foi-se necessário fazer melhoramentos na sua equação.

Para se levar em consideração a recristalização dinâmica foi utilizada a seguinte

expressão[4,6,25,77,78,79,80].


173

( ) XdinssKXdinTEMTEM CorFinal ..1. σ+−= (7.71)

Onde:

TEMFinal - Tensão de escoamento média final,

Xdin - Fração de recristalização dinâmica do material que ocorre a partir do pico da

curva de tensão/deformação no regime estacionário - σss,

K - Constante da equação acima,

σss - Tensão de escoamento no regime estacionário.

7.5 - CÁLCULO DA FORÇA DE LAMINAÇÃO UTILIZANDO MODELOS

MICROESTRUTURAIS

Pesquisadores como Sims, Cook-McCrum, Ford-Alexander e outros[9] desenvolveram

expressões para o cálculo da força e torque na laminação. Mas a exemplo do cálculo

da resistência à deformação, um importante critério para selecionar a equação mais

adequada, é a capacidade de verificação e calibração desta equação, utilizando os

dados reais da planta. Desta forma, a equação deve conter variáveis que podem ser

prontamente medidas durante os testes de laminação.

O torque de deformação numa de laminação é igual ao torque necessário para mover

ambos os cilindros. No caso de os cilindros serem de iguais diâmetros, a equação geral

do torque puro na laminação é dada por [9]:

M = 2.P.a (7.72)

Onde,

M = torque na laminação,

a = braço de alavanca mostrado na fig.7.1,

P = força de reação à deformação do material aplicada aos cilindros.


174

Esta força é dada por:

P = Kw.Fd = Kw.W.Id (7.73)

Na presença de tensões de entrada e saída da tira esta força pode ser modificada para

[9]:

P = W.(Kdef - β5.τ1 - β2.τ2).(R’.Δ)1/2 (7.74)

Também levando em consideração a tensão na tira entre duas cadeiras de laminação,

pode-se determinar a resistência a deformação em função de fatores geométricos que

podem ser calculados, como mostrado na equação (7.75) [77,78,79,80].

nTEMKdef φαττ .21 ⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ +

−= (7.75)

φn – Ângulo neutro

O braço da alavanca normalmente é expresso como uma fração do comprimento do

arco de contato Id.

a = m.Id = m.(R’.Δ)1/2 (7.76)

O coeficiente do braço de alavanca (m) é dado por:

m = M / (2.P.Id) (7.77)

Sims desenvolveu um modelo para a distribuição de pressão ao longo do arco de

contato numa laminação a quente [7,54]. Levando-se em consideração a fig.7.2, o

modelo de Sims obteve relações de tensões de compressão S com a tensão de

escoamento K, tanto para a região de entrada até o ângulo neutro, como do ângulo

neutro para a região de saída do arco de contato. As equações obtidas são [1,7,77]:

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛++⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛= −

+θππ .

2tan.

242ln

4

21

'1

21

'

hR

hR

hY

KS

(7.78)


175

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛= −−

−θαππ .

1tan.

1.

1tan.

141ln

4

21

'1

21

'21

'1

21

'

hR

hR

hR

hR

hY

KS (7.79)

Onde:

S+ - Tensão de compressão na região de saída do arco de contato,

S- - Tensão de compressão na região de entrada do arco de contato.

α - Ângulo do arco de contato da tira com o cilindro,

θ - Ângulo qualquer da região do arco de contato,

φn – Ângulo neutro,

Y – Espessura da tira no ângulo neutro.

Fazendo S+ = S- e θ = φn determina-se a expressão do ângulo neutro conforme a

equação (7.80).

( )⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢

⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛−

+−⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

2/12/1

'

2/1

' 1arctan

211ln.2

8tan.2

rrr

Rh

Rhn πφ (7.80)

Sims considerou que a força de laminação P pode ser expressa como a integral da

pressão s ao longo do arco de contato [1], ou seja:

∫=α

θ0

' .. dsRP (7.81)

Esta integração duas regiões de cada lado do ponto neutro e chega-se a seguinte

expressão para a força específica de laminação [1].

( ) ⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛−−

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

−⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎟⎠⎞

⎜⎝⎛= −

21ln

21

1ln

4.

1tan.2.

2..

21

121

''

hh

hY

r

rRhKRP αππ

(7.82)


176

Fazendo-se o fator geométrico Q igual a:

( )4

1.2

ln.21

tan..1.21 2'

1 ππ −⎪⎭

⎪⎬⎫

⎪⎩

⎪⎨⎧

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−

= − rhY

hR

rr

rrQ (7.83)

Onde r é o grau de redução do material sendo laminado.

A espessura do material Y no angulo neutro pode ser calculado da seguinte forma

[8,77].

( )[ ] 2cos1..2 ' hnRY +−= φ (7.84)

A equação da força específica de laminação simplifica para:

( )[ ] QhhRKP .21. 21' −= (7.85)

Na laminação de aços planos, considera-se um estado plano de deformações [8],

portanto, substituí-se a tensão de escoamento K pela tensão de escoamento média

TEM utilizando o critério Von Mises que é 3/2 . Desta forma, a equação da força de

laminação para aços planos torna-se:

KTEM .3

2= (7.86)

( )QhhRWTEMP .21... ' −= (7.87)

Onde, W é a largura da peça sendo laminada.


177

7.6 - CÁLCULO DA FORÇA DE LAMINAÇÃO UTILIZANDO AS

CARACTERÍSTICAS FÍSICAS DO LAMINADOR

Quando um esboço é laminado entre dois cilindros, aparece uma força tendendo a

separar estes cilindros, conhecida como força de laminação (figura 7.21).

Evidentemente, a separação dos cilindros não se efetua, pois estes são contidos

pelos mancais e pelos parafusos ajustadores ou cápsulas hidráulicas das cadeiras.

Esta força se traduz pela maior ou menor dificuldade em fazer girar os cilindros

durante a laminação do esboço e deve ser fornecida pelo motor (ou motores) do

laminador.

Figura 7.21 - Representação esquemática da força de laminação.

Além da força de laminação, que é necessária para vencer a resistência do metal

e o atrito deste contra os cilindros, o motor deve ainda fornecer uma força

suplementar para vencer as ‘resistências passivas’ de todo o conjunto. Entende-se

por “resistência passiva” aquela que é oferecida pelo atrito dos cilindros contra os

mancais, pelo atrito entre as engrenagens da caixa de pinhões ou do redutor,

pelas perdas no próprio motor etc. Existem diversos métodos para se calcular a

força de laminação, que serão estudados mais adiante.

Suponhamos que a distância entre os cilindros de um laminador, girando em vazio,

seja hf. Quando se introduz o esboço, aparece a força de laminação, que

comprime os cilindros contra seus mancais, alonga as colunas da cadeira e

flexiona os cilindros. Além disto, desaparecem as folgas do conjunto (parafuso de


178

regulagem e mancais, parafuso e porca etc.). Como resultado de todas estas

deformações, a abertura que estava regulada para hf aumenta para h. Em

conseqüência, o esboço sairá do laminador com uma espessura maior do que a

prevista. A diferença h - hf denomina-se deformação elástica ou cedagem do

laminador.

A cedagem (ou cedimento elástico da cadeira) depende diretamente da força de

laminação, das características do material de que são feitos os diversos órgãos da

cadeira e do seu tipo de construção (rigidez da cadeira). Para a consideração da

cedagem da cadeira, deve ser realizada a determinação do módulo elástico ou

de rigidez do laminador, pois este parâmetro afeta diretamente o acerto final da

espessura de acabamento das chapas laminadas a quente.

A abertura necessária entre os cilindros de uma determinada cadeira de laminação

(S) pode ser calculada com a seguinte equação:

SKFhS f Δ−−= (7.88)

hf - espessura final pretendida para a chapa na saída da cadeira (mm);

hi - espessura inicial pretendida para a chapa na saída da cadeira (mm);

F - força de laminação na cadeira (kgf);

K - módulo de rigidez ou elasticidade da cadeira corrigido em função da largura da

chapa e do diâmetro atual do cilindro de encosto (kgf/mm);

∆S - outros parâmetros que influem no valor da abertura entre cilindros (coroa

térmica dos cilindros, variação da espessura da camada de filme de óleo nos

mancais etc.).

A figura (7.22) mostra uma representação gráfica das variáveis de processo

incluídas na equação anterior. O segmento AB da curva carga ou força de

laminação-deformação da cadeira de laminação corresponde à região denominada


179

‘mole’, relacionada com o aparecimento de coroa térmica dos cilindros, com a

variação da espessura da camada de filme de óleo nos mancais, dentre outros

aspectos. Somente após a neutralização destas folgas pela carga de laminação

haverá uma proporcionalidade linear direta entre a deformação da cadeira de

laminação e a força de laminação (segmento BC).

Figura 7.22 - Representação gráfica do efeito da cedagem na determinação da abertura entre

cilindros numa cadeira de laminação

Para a determinação do módulo de rigidez de uma cadeira de laminação pode-se

utilizar a expressão que relaciona a espessura final da chapa na saída da cadeira

hf com a carga de laminação (F) e a abertura dos cilindros numa determinada

cadeira (S):

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −−= S

KFhKF f

(7.89)

Esta equação poderia ser utilizada para a determinação do valor de K pela

medição direta dos valores de F, S e hf e substituindo-os na equação:

ShFK

f −=

(7.90)


180

Porém, este método torna-se inadequado devido à dificuldade para medição

precisa de S. Uma alternativa mais utilizada consiste na laminação de duas chapas

de espessuras diferentes através da mesma abertura dos cilindros S, medindo-se

as cargas de laminação (F1 e F2) e as espessuras finais obtidas (hf1 e hf2). Não

importa se as chapas são do mesmo material ou da mesma largura. Os resultados

obtidos podem ser substituídos na expressão de cálculo da força de laminação:

F1 = K (hf1 - S) (7.91)

F2 = K (hf2 - S) (7.92)

Este sistema de equações pode ser resolvido para o cálculo do módulo de rigidez:

21

21

ff hhFFK

−−

= (7.93)

e para a abertura dos cilindros:

21

1221

FFhFhF

S ff

−

−=

(7.94)

É conveniente que este procedimento seja repetido com mais experiências para

permitir a determinação de uma equação que expresse a variação do coeficiente K

em função do valor de S.

A equação (7.88) é fundamental nos modelos computacionais de controle da

espessura na laminação dos produtos planos (sistemas AGC - automatic gauge

control ou controle automático de espessura). A representação gráfica da equação

pode ser empregada para ilustrar o efeito da variação de alguns parâmetros de

processo na alteração da espessura do produto em relação a uma espessura

programada. Como exemplo dessas análises, consideraremos o caso da alteração

do limite de escoamento na variação da espessura inicial do produto a ser

laminado.

A figura 7.23 apresenta esquematicamente o efeito da variação da resistência que

o material da chapa a ser laminada oferece à deformação. Um maior limite de

escoamento (curva à direita) tenderia a aumentar a espessura final do produto


181

laminado, pois a deformação da cadeira será maior do que o previsto para a força

aplicada.

Figura 7.23 - Efeito da variação da tensão de escoamento na variação de espessura do

laminado e a correção necessária da abertura entre os cilindros, para evitar o erro dimensional

no laminado.

A figura 7.24 mostra o efeito da variação da espessura inicial do esboço (na

entrada da cadeira de laminação) na espessura final da chapa (na saída da

cadeira de laminação).

Apesar de ser óbvio que uma maior espessura do esboço na entrada da cadeira

provocaria uma maior espessura do esboço ou da chapa (se for o último passe), o

gráfico ou a equação permite saber qual correção na luz ou abertura entre os

cilindros de laminação será necessária para corrigir o erro dimensional.


182

Figura 7.24 - Representação gráfica do efeito da variação da espessura inicial do esboço na

espessura final do laminado e a correção necessária da abertura entre os cilindros para evitar

o erro dimensional no laminado.

Um aumento no coeficiente de atrito entre o cilindro e o esboço em processo de

laminação ocasiona um aumento da carga necessária para promover a

deformação do esboço. Por este motivo, os efeitos da variação do coeficiente de

atrito são semelhantes aos produzidos por alterações na tensão de escoamento do

material sendo laminado. Desta forma, torna-se importante analisar os fatores que

provocam uma alteração do coeficiente de atrito (alteração da velocidade de

laminação nos períodos de aceleração e desaceleração do laminador, utilização ou

não de lubrificantes, temperatura de laminação, desgaste dos cilindros etc.) na

variação dimensional ao longo de uma bobina laminada.

É digno de nota que, no caso da laminação de chapas com espessura final muito

fina e para materiais de alta resistência mecânica, a abertura entre cilindros

prevista pela equação (7.88) pode ser negativa, isto é, os cilindros estariam

ajustados com interferência, situação impossível na prática, pois, além de danificar

os cilindros, impossibilitaria a mordida do esboço.


183

Neste caso, inicia-se a laminação do esboço com uma abertura positiva, para

possibilitar o agarramento e, imediatamente após a mordida, gera-se um comando

para que os cilindros se mantenham a uma distância Si previamente calculada,

que não é atingida devido ao afastamento entre cilindros induzido pela força de

laminação.

Valores típicos para K situam-se na fixa de 50 a 1000 tf/mm. Para o caso da

laminação de chapas a quente podem ser aplicadas cargas de 500 a 5000 tf. A

título de ilustração pode-se calcular a abertura necessária para a laminação de

uma chapa com espessura final de 1,20 mm, a partir de um esboço processado no

trem desbastador até uma espessura de 36 mm, considerando um valor de K =

800 tf/mm, em 6 passes num trem acabador de tiras a quente, conforme apresenta

a tabela 7.1.

Tabela 7.1: Exemplo da seqüência de aberturas entre cilindros num trem acabador a quente.

Espessura inicial

hi (mm)

Espessura final

hf (mm)

Força de laminação

Fi (tf)

Abertura dos cilindros

Si (mm) 36,00 16,40 2210,2 13,64 16,40 7,47 1914,8 5,08 7,47 3,77 1813,6 1,50 3,77 2,28 1440,4 0,48 2,28 1,53 1372,2 -0,19 1,53 1,20 1259,0 -0,37

F = K (hf - S), ou seja: hf = S + (F/K)


184

7.7 - TRATAMENTOS TERMOMECÂNICOS NA LAMINAÇÃO

A laminação controlada ou tratamentos termomecânicos são uma série de tratamentos

térmicos e de deformações plásticas de modo a se alcançar as melhores propriedades

mecânicas dos aços tais como [9].

1- Maior resistência ao escoamento;

2- Melhor tenacidade;

3- Melhor soldabilidade;

4- Maior resistência à fratura frágil;

5- Maior resistência à fratura dútil de baixo nível de energia;

6- Menor impacto nas temperaturas de transição;

7- Boa conformação a frio, particularmente no dobramento;

8- Redução de custo a qual é possível utilizando a laminação a quente ao invés

de seção de tratamentos térmico posterior.

Um fator adicional à redução de custo é o fato do processo de laminação controlada

permitir que se alcancem as propriedades desejadas com menos quantidades de

elementos de liga no aço do que as necessárias no processo de laminação a quente

convencional.

Os tratamentos termomecânicos podem ser divididos em três classes que estão

baseadas na dependência da relação tempo-temperatura com a transformação da

austenita, as quais são adotadas pelo Estados Unidos da América[1].

Classe I – Deformação antes da transformação da austenita.

a- Processo convencional de laminação a quente,

b- Deformação antes da transformação para martensita,

c- Deformação antes da transformação para agregados de ferro-carbono.


185

Classe II – Deformação durante a transformação da austenita.

a- Deformação durante a transformação para martensita,

b- Deformação durante a transformação para agregados de ferro-carbetos,

Classe III – Deformação após a transformação da austenita.

a- Deformação da martensita seguido por um revenimento,

b- Deformação da martensita revenida seguido por um tratamento de

envelhecimento,

c- Deformação dos produtos das transformações isotérmicas.

Na classe I-a, o objetivo principal é a mudança nas dimensões do produto, porém

melhorias nas propriedades mecânicas podem ser alcançadas por um controle

cuidadoso nas condições de laminação a quente de modo a produzir tamanho de grãos

mais finos no aço. Na classe I-b, o acréscimo na redução leva a maiores limites de

elasticidade e resistência dos aços. A resistência também aumenta quando a

temperatura de deformação aumenta, mas isto é relativamente independente da

temperatura de austenitização. Depois do aço laminado e ocorrido a transformação da

martensita, a resistência do aço permanece maior do que aqueles tratados pelo método

convencional, aparentemente devido a uma maior interação dos átomos de carbono

com as imperfeições cristalinas. Este tratamento proporciona um aço de alta resistência

sem os efeitos adversos de tenacidade e dutilidade.

Na classe II-a os tratamentos são limitados para aços de baixos teores de carbono, tal

como o aço inoxidável 301. Aumento na redução e diminuição na temperatura final de

laminação leva a um aumento no limite de elasticidade. A principal contribuição deste

tratamento é a melhoria na tenacidade devido ao refino de grão da ferrita e a

esferoidizacao das partículas de carbetos.

Na classe III em todos os tratamentos, inicialmente para pequenas quantidades de

deformação ocorre um rápido aumento no limite de elasticidade, seguido por um suave

aumento para deformações posteriores. A quantidade de resistência do aço aumenta


186

com o aumento do teor de carbono do aço e é devido principalmente a dureza da

martensita.

Os tratamentos termomecânicos são todas as técnicas em que se utiliza primeiramente

a deformação para promover ou durante a mudança alotrópica do material de modo a

se obter melhoramentos nas propriedades mecânicas do aço [56].

De acordo com Tanaka[56], a diferença fundamental entre a laminação convencional e

a laminação controlada, reside no fato de que na primeira, a nucleação da ferrita ocorre

nos contornos de grãos da austenita, enquanto que na segunda a nucleação ocorre no

interior do grão e também nos contornos de grãos, o que leva a mais grãos refinados.

Desta forma, otimizações podem ser alcançadas ajustando-se o processo de

laminação controlada com base na analise química do material ainda na panela de aço

líquido[58].

A principal razão dos tratamentos termomecânicos é se alcançar as propriedades

mecânicas requeridas (normalmente atribuídas a pequenos tamanhos de grãos) com a

menor adição de elementos de liga e sem necessidade de tratamentos térmicos

posteriores [59]. Entretanto, a laminação controlada geralmente requer altas forças de

laminação, devido a laminação em mais baixas temperaturas, podendo diminuir a

produtividade.

No entanto, esta desvantagem pode ser minimizada pelo uso de modelos matemáticos

de controle do processo, particularmente para aqueles relacionados à força de

laminação [60,61].

Outro fator que também afeta as propriedades do aço está relacionado às mudanças

estruturais que ocorrem durante a laminação, devido o resfriamento do laminado pela

combinação de ar e água. O tamanho de grão da ferrita pode ser afetado pelos

seguintes fatores:

a- Temperatura final de laminação;

b- Atraso de tempo entre a conformação e o inicio do resfriamento com água;

c- Taxa de resfriamento.


187

Sabe-se que quanto menores forem a temperatura final de laminação e o atraso de

tempo entre a conformação e o inicio do resfriamento e quanto maior for a taxa de

resfriamento, menor será o tamanho de grão no aço.

7.7.1 - TRATAMENTOS TERMOMECÂNICOS DURANTE A LAMINAÇÃO

Os processos de laminação a quente, podem ser classificados de acordo com o lugar

em que a deformação ocorre com relação ao diagrama de transformação de fase das

ligas de ferro. Conforme esta classificação, o processo de laminação à quente é

dividido em quatro grandes grupos[57,62,63], como mostrado na fig.(7.25) e listados a

seguir.

Fig.7.25 - Representação esquemática de várias práticas comuns utilizadas para os tratamentos

termomecânicos de um aço HSLA.

a) Laminação à Quente Convencional.

Durante este processo, a laminação do aço é realizada de maneira continua e

geralmente termina numa temperatura acima da linha de transformação Ar3. Por

conseguinte, a deformação ocorre somente na fase gama do diagrama (austenita).


188

b) Laminação Controlada.

Neste processo, a laminação do aço é interrompida por um ou dois períodos a qual

permite que o aço seja primeiro deformado somente na fase gama e depois na região

de transformação gama-alfa (austenita-ferrita).

c) Laminação com Temperatura Final Baixa

Neste processo a temperatura do último passe é levada a ficar abaixo da temperatura

de transformação no resfriamento Ar1 o que resulta em deformação na região de fase

alfa.

d) Laminação Contínua.

Este processo realiza deformações na região gama, gama + alfa, e na região alfa.

Experiências têm mostrado [9] que a laminação controlada proporciona um aumento no

limite de elasticidade e melhora a dutilidade em comparação com a laminação a quente

convencional. A baixa temperatura final de laminação proporciona aumento no limite de

elasticidade do aço. O processo de laminação contínua é o que proporciona o maior

aumento no limite de elasticidade.

7.7.1.1 - Tipos de Processos de Laminação Controlada

Durante o processo de laminação controlada, melhorias nas propriedades do aço são

obtidas pelo refinamento de sua estrutura. Por causa da relação entre os grãos de

gama e alfa, o refinamento da estrutura alfa é alcançado com o refinamento dos grãos

gama [63].

Como mencionado anteriormente, o refino de grão depende da temperatura de

deformação. A laminação controlada geralmente é feita em dois ou três estágios como

mostrado na fig.(7.26)


189

Fig.7.26 - Esquema simplificado de laminação: processo convencional em dois estágios e em

três estágios [9].

O processo em dois estágios envolve as seguintes três etapas [57,64].

Etapa 1 - Redução da espessura do material na rápida região de recristalização. Esta

região está acima de 1000oC. A deformação nesta região produz grãos gama

recristalizados grosseiros a qual se tem uma transformação relativa para grãos alfa

grosseiros e estrutura bainítica superior.

Etapa 2 – Tempo de espera na laminação no intervalo de temperatura entre 1000 e

900oC. Este tempo de espera é necessário para garantir a quantidade necessária de

deformação na região de não-recristalização. Durante este intervalo, recristalização

parcial tende a ocorrer e leva a uma formação de estrutura de grãos mistos.

Etapa 3 – Redução final da espessura na região de não-recristalização. Deformação

abaixo da temperatura de recristalização produz estruturas de grãos gama contendo

finos grãos da estrutura alfa.

No processo em três estágios, a redução na região de não-recristalização também é

interrompida por um intervalo de tempo. A fig.(7.26) faz uma comparação com os

processos em dois e três estágios. Durante o intervalo de tempo a altas temperaturas

no processo em dois estágios, ocorre uma recristalização rápida levando a formação


190

de uma estrutura de grãos grosseiros no final do intervalo de tempo. No processo em

três estágios, o primeiro intervalo de tempo a altas temperaturas leva a formação de

estrutura de grãos grosseiros. Durante o segundo intervalo de tempo, entretanto, a

recristalização é lenta de maneira que o tamanho do grão no final do processo em três

estágios é mais fino do que aquela obtida no processo em dois estágios.

7.7.1.2- Mudanças Estruturais no Aço Durante a Laminação Controlada.

As mudanças estruturais no aço durante a laminação controlada estão mostradas na

fig.(7.27). Estas mudanças estão relacionadas a deformação nas três seguintes

regiões[57].

Fig.7.27 -Ilustração esquemática de mudança na microestrutura com Deformação durante a laminação

controlada.


191

a) Deformação na região de recristalização.

Nesta região, grãos de austenita grosseiros tipo a são refinados por deformações

repetidas e a recristalização produz grãos recristalizados tipo b. Durante o resfriamento

estes grãos se transformariam em grãos de ferrita grosseiros tipo b’.

b) Deformação na região de não-recristalização.

Nesta região, bandas de deformação são formadas de forma alongada nos grãos de

austenita não recristalizados tipo c. Durante o resfriamento a ferrita poderá nuclear

tanto nas bandas de deformação quanto nos contornos de grãos, originando uma

estrutura fina de grãos alfa-gama do tipo c’.

c) Deformação na região gama-alfa.

Nesta região, as bandas de deformação continuam a serem formadas e também a

deformação da ferrita produz uma subestrutura d. Durante o resfriamento após a

deformação, a austenita não recristalizada se transforma em grãos alfa equiaxiais,

enquanto que a ferrita deformada muda para subgrãos tipo d’.

A formação das bandas de deformação é um dos principais fatores da laminação

controlada. Na laminação à quente convencional os grãos alfa nucleiam

exclusivamente nos contornos de grãos gama, por outro lado, na laminação controlada

a nucleação dos grãos alfa acorre tanto no interior dos grãos de austenita quanto nos

contornos destes grãos.

Isto é por que as bandas de deformação funcionam de maneira equivalente a

pequenos contornos de grãos de austenita. Esta divisão permite a nucleação de

pequenos grãos alfa, produzindo estrutura de grãos muito refinados.

O segundo fator mais importante na laminação controlada é a formação dos subgrãos

de ferrita durante a deformação na segunda fase [65]. Quanto menor o tamanho do

subgrão maior é o efeito na resistência do aço.


192

7.7.1.3 - Mudanças Estruturais no Aço Durante a Laminação Contínua.

A laminação contínua, permite obter uma desejável combinação de aumento na

resistência e tenacidade de um aço extra-baixo-carbono [57,62]. Isto é atribuído a:

a) refino dos grãos tanto da estrutura gama quanto da alfa devido às grandes

deformações repetitivas,

b) recuperação dinâmica que produz uma estrutura poligonal fina, e

c) textura cristalográfica cúbica que resulta a partir dos processos de deformação.

As texturas executam um importante papel no controle do impacto da temperatura de

transição (ITT). Para aço de laminação contínua a temperatura de transição pode ser

relacionada quantitativamente a parâmetros de textura com base em produtos de

intensidades de planos de deslizamentos [111] e planos transversais [110] [63]. Quanto

menor a temperatura final de laminação na região alfa, maior é a intensidade de

formação de texturas cúbicas [111] e <110>, o que resulta em menores temperaturas

de transição [9].

7.7.1.4 - Mudanças Estruturais no Aço Durante Resfriamento Controlado

Após a laminação da placa ou chapa, geralmente o material resfriado por meio de jatos

d’agua. A estrutura do aço após o resfriamento irá variar devido a velocidade de

resfriamento e também com a temperatura final do material após terminado o

resfriamento[66].

A relação entre o caminho percorrido do resfriamento e a microestrutura resultante esta

mostrada na fig.(7.28) para o caso de bobinas e placas no diagrama de resfriamento

contínuo de um aço vanádio-nitrogênio. O diagrama mostra que o constituinte na forma

de bainita(B) irá se formar no aço caso a sua temperatura após o resfriamento estiver

abaixo de 550oC. Se o resfriamento estiver na faixa de 579 a 635oC, a microestrutura

se consistirá de finos grãos poligonais de ferrita e alguma perlita. Esta temperatura

favorece significativamente o aparecimento de precipitados duros após o

bobinamento[9].


193

Fig.7.28 - Diagrama de transformação contínuo para um aço micro ligado de 0,16%C; 1,4%Mn;

0,004%P; 0,012%S; 0,4%Si; 0,04%Al; 0,11%V; e 0,018%N. Caminhos de resfriamentos controlados

para bobinas e placas estão superpostos no diagrama[9].

7.7.1.5 – Efeito de Elementos de liga na Laminação Controlada

Elementos de liga tais como Nióbio, Vanádio e Titânio são muito utilizados na

laminação controlada [9]. As adições destes elementos aumentam a resistência do

aço[9,57].

Segundo Tanaka [57], o aumento da resistência do aço pelo Nióbio é devido ao

refinamento dos grãos e a formação de precipitados de carbonetos de nióbio. O

Vanádio causa um grande aumento na resistência do aço devido principalmente a sua

formação de precipitados. O Titânio promove somente um ligeiro aumento na

resistência do aço devido a menores quantidades de refinamento de grãos e formação

de precipitados.


194

7.7.2 - Prática da Laminação Controlada na Laminação de Tiras à Quente.

A prática da laminação controlada em uma laminação a quente típica consiste das

seguintes seis etapas [9,67].

a) Reaquecimento de placas, a qual, é acompanhado de crescimento de grão,

b) Laminação de desbaste, que pode ser considerado como deformação na região

de recristalização,

c) Intervalo de tempo entre o desbaste e a laminação de acabamento,

d- Laminação final (acabamento), que pode ser considerado como deformação na

região de não-recristalização das duas fases (gama e alfa),

e- Rápido resfriamento no leito de resfriamento,

f- Temperatura durante o bobinamento, que pode levar a formação de precipitados

de nióbio e vanádio causando um grande aumento no limite de elasticidade do

material.

As propriedades desejadas do aço na laminação controlada podem ser afetadas por

uma série de fatores do processo. Os fatores mais importantes estão mostrados a

seguir [9,57,63]:

a) redução da temperatura de reaquecimento da placa para obter tamanhos de grãos

gama pequenos e uniformes, mas permitindo uma completa solução dos elementos de

liga,

b) seleção de uma quantidade de redução adequada por passe durante os passes

iniciais para obter uma estrutura de tamanho de grãos gama recristalizados fina e

uniformes,

c) seleção da temperatura e do intervalo de tempo entre a região de recristalização e

não-recristalização,


195

d) seleção de uma quantidade de redução adequada e temperatura de laminação na

região das duas fases (gama e alfa),

e) seleção de uma velocidade de resfriamento apropriada, e

f) seleção de uma temperatura de bobinamento ótima.

Todos os fatores listados acima têm o mesmo propósito e uma combinação adequada

de alguns deles poder-se-ia obter as propriedades desejadas de um aço na laminação

controlada. Existe uma diversidade de práticas desenvolvidas na laminação controlada

para se obter as propriedades finais desejadas no aço, e isto é devido principalmente a

diferenças na capacidade, no poder de resfriamento e na estabilidade de operação nas

diferentes máquinas de laminação.

7.7.2.1 – Exemplo de Aplicação da Laminação Controlada

O processo de laminação controlada desenvolvido pela Sumitomo [68] na produção de

aço para ser utilizado na fabricação de tubos de grandes diâmetros inclui como

propriedades do aço, alta resistência, alta tenacidade e alta absorção de energia. A

laminação controlada permite que se alcancem estas propriedades pela seleção

adequada da temperatura de reaquecimento de placa, da temperatura final de

laminação, da dinâmica de resfriamento acelerado, dos elementos de liga e da

temperatura de transformação de endurecimento do material.

A fig. (7.29) mostra uma faixa ótima de propriedades mecânicas desejadas ao aço,

entre a temperatura de reaquecimento e a temperatura final de laminação.


196

Fig.7.29 – Região ótima das condições de laminação para as propriedades desejadas [68].

Como pode ser visto nesta figura, a expansão do limite de resistência (curva 1) pode

ser obtida pela aplicação de precipitação ou transformação de endurecimento. O refino

do grão pode melhorar a tenacidade do material (curva 2) e uma alta absorção de

energia (curva 3) do material pode ser alcançada utilizando-se aços de mais baixo teor

de carbono e enxofre.

As mudanças microestruturais que ocorrem durante a laminação controlada podem ser

vistas de maneira esquemática na fig. (7.30) de onde obtêm-se os seguintes

comentários [9].

1 – O refino de grão da estrutura austenitica pode ser obtido pela diminuição da

temperatura de reaquecimento da placa e/ou pela adição de aproximadamente 0,015%

de titânio como elemento de liga.

2 – O refino de grão da austenita recristalizada pode ser obtido pelo aumento do grau

de redução em altas temperaturas e/ou pela adição de aproximadamente 0,015%Ti

como elemento de liga.

3 – O aumento da quantidade de grãos de ferrita recristalizada devido a produção de

bandas de deformação tem como causa as grandes reduções na região de não

recristalização da austenita, região logo acima da linha de temperatura de tranformação

Ar3.


197

4 – Aços de alta resistência podem ser obtidos se laminados na região ótima de

austenita-ferrita (dual-phase region).

5 – Uma alta taxa de resfriamento do material pode obter estruturas de granulação fina

de ferrita e bainita misturadas.

Fig.7.30 – Mudanças na microestrutura durante a laminação controlada e altas taxas de

resfriamento[68].


198

8 - FORNOS DE REAQUECIMENTO

Sua função principal é elevar a temperatura dos produtos semi-acabados, (tarugos ou

placas), até que o material esteja suficientemente plástico para permitir a redução

mecânica à secção desejada.

Certas condições que afetam a operação e qualidade do produto devem ser atendidas

ao aquecer o aço, que são:

1. A temperatura deverá ser suficientemente alta para não obrigar a reduzir a

velocidade de produção do laminador, nem submeter os cilindros a pressões

excessivas;

2. Não deverá ocorrer superaquecimento, pois a temperatura demasiadamente elevada

irá afetar a secção, as propriedades físicas e a estrutura de grão de produto acabado;

3. O aquecimento deve ser uniforme em toda a secção e em todo o comprimento, para

evitar rupturas intemas, ou uma variação, tanto na secção, como na estrutura de grão

do produto acabado;

4. Cada peça de aço da mesma ordem de produção deve ser aquecida, em sequência,

à aproximadamente a mesma temperatura, para evitar atrasos na laminação devido a

ajuste nos cilindros; e,

5. O aquecimento deve permitir o fluxo adequado de calor, sem haver fusão da

superfície externa e, também, para evitar trincas e tensões internas, causadas por

diferenças muito grandes de temperatura entre o núcleo e a superfície da peça.

A importância relativa de cada uma das condições acima, varia com o tipo de aço:

nos aços de baixo carbono, as condições de aquecimento são diferentes das de aços

altamente ligados.


199

Alguns princípios básicos devem ser respeitados para o projeto e operação dos fornos

de aquecimento, tais como:

1. Capacidade térmica, ou seja, a quantidade de calor necessária para elevar a

temperatura do material.

2. Fluxo de calor até a superfície e através da peça. Num forno de reaquecimento o

calor é transmitido por radiação e convecção. A radiação do calor da chama depende

da diferença de temperatura entre a superfície do aço e a chama, da distância entre

elas, da luminosidade e espessura da chama (coeficiente de emissividade). A

convecção de calor das paredes do forno para a superfície da peça depende da

diferença de temperatura entre os dois corpos e do coeficiente de transferência de

calor por convecção.

3. O fluxo de gases no interior do forno influencia na uniformidade de aquecimento das

peças.

4. Os combustíveis usados nos fornos de reaquecimento podem ser sólidos (carvão

pulverizado), líquidos (óleos combustíveis ou alcatrão) ou gasosos (gás natural, gás de

alto fomo, gás de coqueria ou a combinação dos dois últimos.

5. Deve haver espaço para a chama e os gases queimados no volume interno do forno,

o qual depende do tipo de combustível utilizado e do grau de mistura e da temperatura

do ar e do combustível. A chama não pode ser mais comprida que o forno, sob pena da

combustão ir completar-se no canal de fumaças e danificar o recuperador. Se, pelo

contrário, a chama for muito curta em relação ao tamanho do forno, os gases

queimados esfriam-se ainda no seu interior, resultando condições desfavoráveis para o

aquecimento. A combustão superficial da mistura é também importante, pois, influencia

na velocidade de combustão.

6. A movimentação dos gases queimados não deve causar turbilhões em retrocesso ou

zonas mortas.


200

8.1 - CLASSIFICAÇÃO DOS FORNOS DE REAQUECIMENTO

Existem fornos descontínuos e contínuos, ou seja:

8.1.1 - FORNOS DESCONTÍNUOS OU INTERMITENTES

São aqueles em que o material a ser aquecido é carregado e permanece estacionário

sobre a soleira até atingir a temperatura de laminação ou forjamento. Algumas vezes é

comum virar-se os blocos ou lingotes a fim de homogeneizar o aquecimento.

Normalmente o ar é pré-aquecido por regeneradores e a combustão sofre inversão da

chama. Quando são utilizados recuperadores, a direção da chama é a mesma, todo o

tempo.

O aço a ser aquecido nestes fornos é normalmente carregado e retirado do forno, por

meio de máquinas carregadoras.

Como vantagens dos fornos descontínuos podemos citar:

1. Permitir o aquecimento de vários tipos de aços ou dimensões diferentes de peças

que necessitam um processo de aquecimento específico, o que pode ser melhor

executado em lotes separados do que misturados no mesmo forno;

2. Podem operar a temperaturas mais elevadas do que um forno contínuo, podendo-se

'lavar' a superfície do aço, isto é, fundir parcialmente a crosta de óxido para remover

defeitos da superfície, sem haver o perigo das peças colarem umas nas outras;

3. Possibilidade de misturar de peças de aços diferentes dentro do forno é menor;

4. Sem despesas adicionais para esvaziar o forno, no fim de um programa de

aquecimento.


201

Como desvantagens podemos citar:

1. Elevado investimento por tonelada de produção;

2. Baixa eficiência da soleira (pequena área de utilização);

3. Maior quantidade de pessoal necessário para operar o forno;

4. O comprimento das peças é limitado (6 m) devido às dificuldades no sistema de

manuseio e carregamento.

8.1.2 - FORNOS CONTÍNUOS

Estes fornos possuem, em geral, várias zonas de aquecimento em seu interior. O

material é carregado em uma extremidade, sendo forçado a caminhar pelo interior do

forno pela ação de empurradores ou vigas. O material normalmente é descarregado

pela outra extremidade do forno, ou por uma porta lateral, por meios mecânicos.

Nos fornos contínuos, tanto a carga como a descarga, se realizam de maneira

periódica durante a operação.

Como vantagens podemos citar:

1. Elevada produção;

2. Menor quantidade de mão-de-obra por tonelada aquecida;

3. Menores custos de depreciação e manutenção por tonelada aquecida; grande

produção por metro quadrado de área ocupada.

4. No caso de várias zonas, melhor controle do ritmo de aquecimento;

Como desvantagens, os fornos contínuos apresentam:

1. Falta de flexibilidade no atendimento de pequenas encomendas ou diversos tipos de

aços;


202

2. Os lados do material devem ser planos para evitar empilhamento de peças na

soleira;

3. maior custo para esvaziar o forno na reparação ou no final de programa de

produção, exceto no caso de vigas caminhantes;

4. O esvaziamento do forno em caso de acidente é muito trabalhoso, provocando

qrandes perdas de tempo.

5. Maior perigo de haver mistura de peças de diferentes aços dentro do forno;

6. Maior dificuldade para empurrar diferentes seções dentro do forno (exceto no caso

de vigas caminhantes).

Os fornos contínuos podem ser classificados quanto a maneira como as peças são

aquecidas e conduzidas no interior do forno em: fornos de empurrar e fornos de

vigas caminhantes,.

Comparados entre si, os fornos de empurrar e os fornos de vigas caminhantes,

apresentam pontos positivos e inconvenientes.

Com o sistema de empurrar, teremos um forno sensível do ponto de vista mecânico,

uma vez que, habitualmente, peças móveis no interior do forno, devido às altas

temperaturas reinantes no interior do mesmo, sempre são críticas.

Uma das vantagens dos fornos de vigas caminhantes é a possibilidade de

esvaziamento ao final da jornada, visto que os fornos de empurrar não apresentam

esta possibilidade, o material permanece inativo dentro do forno a altas temperaturas

várias horas. O que se repercute em uma maior oxidação, com uma considerável perda

de material e um maior depósito de carepa, sobre a soleira do forno.

Uma outra vantagem muito importante é a maior uniformidade de temperatura das

peças aquecidas devido ao fato de não haver contato permanente delas com os

suportes (strids) para sustentação durante o aquecimento.

A manutenção do forno de empurrar é sensivelmente mais cara. Por outro lado, o

investimento em sua construção é menor.


203

Os fornos de reaquecimento contínuos possuem três zonas de combustão:

1. Zona de pré-aquecimento

Onde o material que entra a temperatura ambiente é aquecido, em contra corrente, até

uma temperatura da ordem de 700oC, pelos gases da combustão procedentes das

outras zonas em direção ao recuperador onde aquecerá o ar de combustão.

2. Zona de aquecimento ou intermediária

Região de grande fluxo de calor onde o material é aquecido na superfície até uma

temperatura de 1250oC, principalmente por radiação do calor das chamas dos

queimadores (em torno de 10).

3. Zona de encharque

Equipada com queimadores (radiação de calor) onde se consegue que a diferença de

temperatura entre o ponto mais frio (núcleo) e o ponto mais aquecido da peça, seja

reduzida ao mínimo, não representando um problema para o trem de laminação ou

para a qualidade do produto final laminado.

Também existem fornos do tipo rotativos empregados no reaquecimento de tarugos ou

blocos para a laminação de produtos tubulares ou ainda no aquecimento de materiais

para a realização de operações de forjamento.

Na atmosfera do forno, como conseqüência da combustão completa ou parcial, podem

se encontrar os seguintes gases: dióxido de carbono (CO2), monóxido de carbono

(CO), anidrido sulfuroso (SO2), vapor de água, hidrogênio, nitrogênio, metano, etc.

Em altas temperaturas, o dióxido de carbono e o excesso de oxigênio, reagem com o

metal aquecido da superfície formando carepa. Esta perda de material por oxidação,

sem levar em conta o custo econômico que representa devido a queda de rendimento,

pode se constituir em uma causa do não cumprimento das tolerâncias dimensionais

previstas para o produto laminado, principalmente em relação ao comprimento dos

produtos.


204

Figura 8.1 - Tipos de fornos contínuos de reaquecimento: de vigas caminhantes e de empurrar.

Figura 8.2 - Corte de um forno de reaquecimento de empurrar com 3 tipos de zonas de

combustão (adaptado de McGannon, 1970).


205

Fig.8.3 – Esquema mostrando um forno de reaquecimento de vigas caminhante

8.2 - PRODUÇÃO

A capacidade de um forno de reaquecimento é afetada pela continuidade de operação.

Produções horárias elevadas ou baixo consumo de combustível não podem ser obtidos

se o forno é aquecido, utilizado durante curto período e novamente deixado resfriar.

Fig.8.4 – Fotos dos skids de um forno de vigas caminhantes


206

Fig.8.5 – Esquema mostrando detalhes do mecanismo de vigas caminhantes de modo a

permitir o deslocamento de placas sem riscar a superfície das mesmas em um forno de vigas

caminhantes.

Ademais, os refratários serão submetidos à expansão e contração repetidas, o que é

nocivo à sua duração.

A eficiência térmica é definida como a porcentagem do calor total fornecido ao forno

que é usada para elevar a temperatura da carga até à necessária para a laminação (ou

forjamento). Nos fornos contínuos equipados com recuperadores e bom isolamento,

pode atingir até 40%.

A eficiência da combustão pode ser melhorada evitando-se as perdas que ocorrem no

forno, dentre as quais se destaca a quantidade de energia contida nos gases da

chaminé. Pode-se reduzir esta perda pela instalação de recuperadores, regeneradores

ou caldeiras de recuperação. As perdas de irradiação podem ser reduzidas pelo uso de

isolantes.


207

Figura 8.6 - Evolução de temperaturas ao longo de um forno de reaquecimento contínuo de

vigas caminhantes. As placas de aço são enfornadas à temperatura ambiente.

Figura 8.7 - Evolução de temperaturas ao longo de um forno de reaquecimento contínuo de

vigas caminhantes da ArcelorMittal Tubarão.


208

9 – LAMINAÇÃO DE TIRAS A QUENTE.

Os laminadores de tiras a quente são aqueles destinados a produção de chapas finas

tiras até espessuras acima de 1,0 mm.

Uma boa parte dos produtos dos laminadores de tiras a quente é utilizada na

espessura com que sai do laminador, são as chapas finas e tiras a quente. Entretanto,

outra grande parte é destinada a laminação a frio, para a produção de chapas finas a

frio e das folhas.

Assim como as chapas grossas, as chapas finas e tiras laminadas aquente podem ser

classificadas de diversas maneiras segundo os requisitos de qualidade, ou seja:

1 - qualidade comum;

2 - qualidade estampagem;

3 - qualidade baixo teor de metalóides;

4 - qualidade requisitos de propriedades mecânicas.

A seqüência de operações nos trens de tiras aquente é, em linhas gerais, a seguinte:

1- preparação das placas;

2- reaquecimento das placas;

3- descarepação;

4- laminação a quente;

5- bobinamento ou corte;

6- decapagem e oleamento (opcional);

7- acabamento.


209

1 – Preparação.

A preparação ou condicionamento das placas consiste na eliminação de seus defeitos,

a fim de se evitar que os mesmos apareçam no produto acabado. As placas

provenientes do desbastador são resfriadas e inspecionadas nas duas faces e, se

necessário, é realizada a remoção dos defeitos (geralmente gotas frias, trincas, dobras,

superfície queimada, superfície esponjosa, bolsas, etc.) através da escarfagem manual

com maçarico ou com a utilização de esmeril.

Em usinas siderúrgicas de elevado padrão de qualidade, o resfriamento e inspeção é

feito por amostragem. A maior parte das placas, provenientes de desbastadores ou do

lingotamento contínuo, é enfornada a quente, sem inspeção visual, com sensível

economia de combustível.

2 – Reaquecimento de placas.

Completado o exame e o condicionamento, as placas são transportadas para a área

dos fornos de reaquecimento onde sua temperatura será elevada até o ponto que o

trabalho de deformação plástica seja facilitado. Os fomos são do tipo contínuo dotados

de um sistema de carregamento, podendo ser de empurrar ou de vigas caminhantes.

3 - Descarepação.

A descarepação, ou seja, a eliminação da camada superficial de óxido, merece atenção

especial, pois, a qualidade de superfície da chapa acabada depende em grande parte,

do cuidado com que ela (a camada de óxido) for removida. Para isto existem três

métodos:

a) emprego de uma cadeira duo horizontal, que pode igualmente efetuar uma redução

de espessura;

b) utilização de uma cadeira duo vertical, bastante útil no caso de placas de largura

menor , pois, além de controlar as bordas da chapa, ajuda a evitar o seu fendilhamento;


210

c) emprego de jatos d' água sob alta pressão, normalmente entre o laminador vertical e

o laminador quádruo de chapas grossas, ou antes e depois do quebrador de carepas e

do laminador quádruo reversível.

Os cilindros horizontais podem apresentar uma superfície entalhada (usinada), para

facilitar o agarramento e arrastamento da carepa primária pelos cilindros ásperos. A

ação dos cilindros verticais provoca o trincamento da carepa na direção transversal do

esboço, facilitando a sua remoção sem o perigo de incrustá-la, o que pode acontecer

com cilindros horizontais.

Os jatos de água, além da ação mecânica (impacto) propriamente dita, também

provocam o resfriamento rápido da camada de carepa acarretando o seu fendilhamento

(a carepa trinca porque é friável) e diminuindo a adesão da mesma à superfície do

metal base. Observa-se que a água que penetra nas trincas provoca um aumento de

volume ao se transformar em vapor induzindo o remoção da camada de carepa.

A laminação, pode ser realizada em 4 tipos de laminadores:

1 - laminador contínuo;

2 - laminador semi-contínuo;

3 - laminador reversível Steckel -laminador planetário.

4 – Laminação a quente.

A laminação a quente, pode ser feita em laminador contínuo, semicontínuo e laminador

steckel.

4.1 - Laminador Contínuo

No arranjo dos trens contínuos de tiras aquente, o mesmo é dividido em 2 partes: trem

preparador e trem acabador. O número e o tipo de cadeiras utilizadas em cada trem

variam em função do grau avanço tecnológico da empresa projetista/construtora do

equipamento, do tipo de aço a ser laminado, da capacidade de produção almejada, etc.


211

1. Trem preparador:

O trem preparador pode ser composto por até de 4 cadeiras quádruo, não reversíveis,

distanciadas entre si de tal modo que a placa quase nunca é laminada em duas

cadeiras simultaneamente. Outra opção é a utilização de uma cadeira quádruo

reversível. A primeira cadeira, que é precedida por um quebrador de carepa pode ser

utilizada como alargadora de placas no caso de laminação cruzada. Para a operação

de alargamento, torna-se necessário uma mesa viradora e uma prensa endireitadora

de bordas. As três cadeiras seguintes são, geralmente, dotadas de cilindros verticais

para laminar as bordas da chapa.

Figura 9.1 - Foto de uma cadeira de laminação universal com laminador quadruo reversível.

Entre o trem preparador e o acabador tem-se uma mesa de rolos de grande

comprimento, cuja finalidade principal é permitir o controle da temperatura da chapa

antes de sua entrada no trem acabador. Nos modernos trens de chapas finas aquente,

utilizam-se fornos conhecidos como coil box depois do trem de desbaste. A finalidade

deste equipamento é evitar o resfriamento do esboço que está sendo laminado devido

ao aumento da superfície de contato esboço/ambiente.


212

O princípio de funcionamento baseia-se no bobinamento do esboço no momento que a

espessura atinge a faixa de 20 a 40 mm. A utilização do coil box permite a construção

de unidade mais compactas de laminação de chapas finas aquente.

Fig.9.2 – Representação esquemática do coil box posicionado depois do trem de desbaste; 1- rolos do

berço; 2- rolo de desempenamento inferior; 3- rolo de formação da bobina; 4- rolos defletores; 5- braço

oscilante com unidade ajustável; 6- rolos de desempenamento superiores; 7- pistão hidrálico de ajuste;

8- engrenagem (fuso) de elevação para ajustar o gap de desempenamento; 9- capa da forno; 10-

mecanismo de transferência de bobina; 11- unidade de desbobinamento.

Fig.9.3 – Representação esquemática da seqüência de bobinamento e desbobinamento do coil box.


213

2. Trem acabador:

O trem acabador é constituído de 4 a 7 cadeiras quádruo não reversíveis, colocadas

muito próximas umas das outras de modo que a chapa é laminada simultaneamente,

em todas as cadeiras. Antes do trem acabador, tem-se uma tesoura de pontas e um

quebrador de carepas.

Entre a última cadeira do acabador e as bobinadeiras, tem-se as mesas de

resfriamento. Trata-se de uma linha de rolos de grande comprimento onde se lança

água sobre a tira a fim de resfria-la até uma temperatura conveniente para o

bobinamento.

Figura 9.4 - Trem laminador de acabamento do tipo contínuo para chapas finas a quente.

Alguns trens contínuos de tiras a quente, produzem também chapas grossas, as quais

no entanto, geralmente, só são laminadas no trem preparador. Um transferidor situado

antes do trem acabador conduz as chapas grossas para as desempenadeiras e dai,

para o setor de acabamento.


214

(a) (b)

(c) (d)

Figura 9.5 - Exemplos de sistemas de resfriamento de chapas laminadas a quente: (a e c) do

tipo chuveiro; (b) lâmina de água e (d) armazenador de água para um sistema do tipo chuveiro

O resfriamento da tira por fluxo laminar de água (laminar flow) é, dentre os até

então existentes, o que faculta o mais preciso e uniforme resfriamento da tira.

Contribui, portanto, para a uniformidade das propriedades metalúrgicas e

mecânicas das tiras produzidas. Para otimizar o resfriamento, o fluxo de água

deve se realizar em regime laminar (não turbulento).

Várias estratégias de resfriamento podem ser utilizadas conforme a necessidade

de variação de temperatura ao longo da chapa laminada. Como a ponta da chapa

tende a ser mais fria, por ter entrado em contato em primeiro lugar com os

cilindros de laminação, efetuando uma maior troca de calor com este do que o

restante da chapa, pode-se atrasar ligeiramente o despejo de água sobre a chapa

ou fazê-lo com menor intensidade. Para permitir tais controles, o sistema de

resfriamento é subdividido em zonas de ajuste normal (chamadas microzonas) e

zonas de ajuste preciso (ajuste fino ou trimming zones), cada uma delas

individualmente controlada.


215

Assim, quando se tornar necessário o ajuste da temperatura de bobinamento,

procede-se da seguinte forma:

- se for pequeno, atua-se diretamente nas zonas de ajuste preciso;

- se for grande, efetua-se um ajuste preliminar por meio das zonas de ajuste

normal e, em seguida, o final, por meio das zonas de ajuste preciso.

Normalmente a parte superior de resfriamento laminar é montada em seções de

estruturas articuladas, que podem ser levantadas por basculamento quando não

estiverem sendo usadas ou quando ocorrer embolamento da tira sobre a mesa. Já

a parte inferior consta de bicos de aspersão de água (chuveiro) montados em

estrutura fixa.

A pressão da água no sistema pode ser constante ou não. Nos sistemas mais

modernos optou-se por uma pressão constante, uma vez que uma pressão mais

elevada não exerce grande influência na eficiência do resfriamento e exige maior

investimento inicial e manutenção mais freqüente. Nos sistemas de pressão

constante, esta é devida apenas à diferença de nível entre os pontos de saída e o

tanque de distribuição, situado a uma altura em torno de 10 m. A quantidade de

água utilizada nesta etapa é relativamente grande, podendo chegar a 10.000 m3/h.

Esta água deve ser pré-tratada, para evitar a introdução de defeitos superficiais

nas chapas e deve ser reutilizada, para não ser uma fonte de impactos ambientais

severos. Cerca de 1% da água deve ser reposta, devido às perdas por evaporação

durante o contato com a chapa de aço aquecida.

A estratégia de resfriamento também envolve a refrigeração ou não do mandril da

bobinadeira e das primeiras espiras enroladas nesse mandril, uma vez que este

parâmetro afeta a microestrutura e, conseqüentemente, as propriedades

mecânicas, principalmente no caso de temperaturas de bobinamento elevadas.

O resfriamento deve ser igual nos dois lados da chapa, para não provocar o seu

empenamento, devido a uma maior contração do lado mais frio.


216

Figura 9.6 - Diversas opções para a aplicação do resfriamento da chapa (as áreas escuras

indicam os setores onde a água é aspergida sobre a chapa), conforme a microestrutura

almejada e o tipo de aço que está sendo laminado (Heinrich et al., SMS).

Após a laminação das tiras a quente, temos o bobinamento e/ou corte. Na

maioria dos casos, os produtos dos trens de tiras a quente são bobinados logo que

saem do laminador. Porém, no caso da fabricação de chapas planas de aço, ao

invés de bobinas (chapas de aço enroladas), faz-se o corte do esboço e seu

desempeno.


217

4.2 - Laminador Semicontínuo

O laminador semicontínuo é muito semelhante ao laminador contínuo. A diferença

principal reside no fato de que ao invés de várias cadeiras preparadoras, todas girando

na mesma direção, empregam-se para o mesmo trabalho, uma ou duas cadeiras

reversíveis. A capacidade de produção destes trens é inferior a dos trens contínuos.

4.3 - Laminador Steckel

Como o custo inicial do laminador contínuo ou semicontínuo é um investimento muito alto, sua

aquisição só se torna econômica para grandes produções. Por isto, foi desenvolvido um

laminador para produções menores chamado de laminador Steckel, o qual consiste de: um

laminador duo ou de um laminador de bordas com cilindros verticais para quebrar a carepa;

uma cadeira quádruo reversível única, de dois fornos com bobinadeiras (uma câmara revestida

internamente de refratário, aquecida a gás ou a óleo, dentro da qual tem-se um mandril

enrolador); cilindros impulsionadores ou arrastadores; mesas de aproximação e de saída.

(a)

(b)

Figura 9.7 - Laminador Steckel para produção de chapas finas a quente: (a) fluxograma geral da linha

de laminação; (b) detalhe do trem acabador com o laminador Steckel.


218

Fig.

9.8

– R

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219

Nos primeiros passes a laminação é realizada de maneira convencional e os fornos

não são utilizados. Quando se atinge uma determinada espessura, passa-se a enrolar

a tira alternadamente em um dos fomos. Os fornos estão muito próximos da cadeira de

modo que ao mesmo tempo em que a chapa é laminada, ela está sendo enrolada num

forno e desenrolada no outro.

Quando completa-se o passe, inverte-se o sentido de laminação e a tira é introduzida

no mandril do forno onde vai ser enrolada.

Deve ser observado que a finalidade dos fornos não é a de aquecer a tira e sim atenuar

o resfriamento. Mesmo assim, as extremidades se resfriam muito e podem apresentar

espessura irregular.


220

10 - DECAPAGEM

Decapagem é o processo de remoção da camada de ferrugem ou de carepa da

superficie do aço, pela ação de uma solução ácida diluida, a fim de permitir a

deformação a frio (como a laminação, estiramento ou estampagem), ou a aplicação de

um recobrimento protetor (pintura ou eletrodeposição).

10.1 - CONSTITUIÇÃO DA CAMADA DE ÓXIDO

Enquanto que a ferrugem consiste principalmente de hidróxido de ferro, a camada de

óxido, apresenta várias zonas de diferentes composições, espessura e porosidade.

Geralmente, observam-se dispostas uma sôbre a outra: Fe2O3; Fe3O4; wustita (“FeO”)

e Ferro metálico (Fig. 10.1).

O Fe2O3 representa uma casca dura e quebradiça, de coloração avermelhada. O Fe3O4

de coloração cinza azulada é mais poroso, enquanto a wustita tem uma estrutura

granuIar e porosa. O “FeO” dissolve-se fácilmente nos ácidos diluidos, enquanto que o

Fe3O4 já o faz mais dificilmente e o Fe2O3 ainda menos. Se a superfície metálica estiver

recoberta de uma camada ínínterrupta de Fe2O3 será muito mais düícil efetuar a

decapagem.

Por felicidade, a carepa é quebradiça; mediante um processo de dobramento da chapa

em ambos os sentidos, é possível de físsurar esta camada de óxidos, permitindo o

acesso do ácido de decapagem à camada mais solúvel de FeO.

Como meios de decapagem usam-se ácidos ou sais inorgânicos, sendo o ácido

sulfúrico o mais empregado devido ao seu preço. Para a decapagem de aços

especiais, utilizam-se misturas de ácido clorídrico e nítrico. O ataque das camadas de

óxido com o ácido sulfúrico ocorre segundo as reações:

Fe2O3 + 3H2SO4 = Fe2(SO4)3 + 3H2O

Fe3O4 + 4H2SO4 = FeSO4 + Fe2(SO4)3 + 4H2O

FeO + H2SO4 = FeSO4 + H2O


221

Fig. 10.1 – Ataque do ácido nas diversas camadas de óxido da carepa.

A velocidade de reação desta última equação sendo maior, a decapagem é facilitada

quando o ácido atinge a camada de FeO, através das fendas das camadas superiores.

Além das reações acima, há um ataque não desejável, do ácido sôbre a chapa, ou

seja:

Fe + H2SO4 = FeSO4 + H2.

O progresso desta reação é dificultado pelas adições de inibidores de decapagem.

A velocidade de decapagem aumenta com a concentração do ácido até um máximo de

25 a 30%, decaindo novamente a concentrações maiores.

Um fator de ainda maior importância é a temperatura do banho; a decapagem à

temperatura ambiente é lenta, e a cada 10°C de aumento de temperatura, até cêrca de

60°C, corresponde uma duplicação da velocidade de reação.

Para a decapagem de peças começa-se com um banho à concentração de 20% a uma

temperatura de 50°C; pouco a pouco o banho é aquecido até cêrca de 100ºC. O

Sulfato ferroso, ao chegar ao ponto de saturação da solução (variável conforme a

concentração e temperaturas, atingindo um máximo entre 60 e 70ºC), deposita-se no

fundo do tanque.

10.2 - DECAPAGEM COM ÁCIDO CLORÍDRICO

As reações da decapagem são as seguintes:


222

Fe2O3 + 6HCl = 2FeCl3 + 3H2O

Fe3O4 + 8HCl = FeCl2 + 2FeCl3 + 4H2O

FeO + 2HCl = FeCl2 + H2O

A reação do ácido com o metal é:

Fe + 2HCl = FeCI2 + H2

Trabalha-se com uma concentração de 20% inicialmente, baixando até 5% e às

temperaturas de 20 até 40ºC. Temperaturas superiores a 40ºC resultam em perdas

excessivas de ácido, pela evaporação, no caso de decapagem em tanques abertos.

10.3 - INIBIDORES

São resíduos da produção de alcatrão ou parafinas, constituídos de longas cadeias de

átomos de oxigênio, carbono, nitrogênio e enxôfre. Além de evitarem o ataque do ácido

sôbre o metal, os inibídores impedem a formação de névoas ou fumaças de ácido no

ambiente de decapagem. Além disso, o inibidor deve evitar a difusão do hidrogênio,

que pode causar flocos ou bôlhas de decapagem.

Um bom inibidor não deve decompor-se à temperatura e à concentração dos banhos

de decapagem, nem sujar a superflcíe metálica que protege.

Os banhos já usados devem ser submetidos a um tratamento antes de serem

descarregados para os esgotos, para evitar danos à vida anímal e vegetal. Este

tratamento pode ser: neutralização ou recuperação do ácido.

A neutralização é feita por meio de solução de leite de cal, juntamente com insuflação

de ar. O sulfato de cálcio formado é sedimentado e retirado de tempos em tempos.

Na recuperação, procura-se obter o sulfato ferroso mono-hidratado, FeSO4H2O, o qual

na presença de oxidantes, regenera o ácido sulfúrico, obtendo-se como resíduo Fe2O3.


223

10.4 - DECAPAGEM CONTÍNUA

O aparecimento dos laminadores contínuos (Tandem) a frio, para a produção de

chapas finas e de fôlha-de-flandres, ocasionou o desenvolvimento da decapagem

continua para o material laminado a quente e enrolado em bobinas. (Fig. 10.2).

Uma decapagem continua é dividida em três partes, que podem ser controladas

separadamente: alimentação, a decapagem propriamente dita e a saida.

Fig. 10.2 - Esquema de uma decapagem continua, mostrando a preparação, o poço de acumulação de

entrada, o tanque de decapagem (de três a cinco) e o tanque de água para separação em bobinas, com

o aparamento lateral e, se necessário, o oleamento, durante a rebobinagem.

a)Alimentação:

Os componentes principais da zona de entrada são: o equipamento de manuseio para

colocar a bobina em posição no desenrolador, a tesoura de pontas e a máquina para

juntar os extremos das bobinas.

O transportador de entrada de uma linha de decapagem deve possuir suficiente

capacidade para armazenar 2 a 3 bobinas, de modo a manter o fluxo do material,

mesmo que a ponte rolante ou outro sistema de transporte das mesmas, não esteja

operando continuamente.

Basculadores de bobinas são colocados no lado de entrada do transportador, para que

a bobina fique com seu eixo na horizontal em vez de na vertical, como havia sido

transportada desde o laminador a quente.


224

A bobina é colocada na desenroladeira, sendo mantida num eixo ou mandril e a tira é

forçada a fazer uma curva em S ao se desenrolar e antes de entrar numa endireitadeira

de rolos. Esta operação de dobramento causa grande número de fissuras transversais

na camada de óxido, diminuindo a coesão desta com o metal e facilitando a ação do

ácido. Outra vantagem é da tira ser aplainada e sofrer suficiente trabalho a frio para

eliminar dobras localizadas.

A desenroladeira está ligada a um gerador elétrico a fim de criar tensão suficiente na

tira de uma maneira econômica, isto é, gerando energia. A seguir, a tira passa na

tesoura de pontas cuja função é produzir borda adequada para a solda.

Máquinas de solda tipo TAYLOR-WINFIELD, permitem que a junção dos dois extremos

das tiras seja laminada no trem a frio. Óbviamente, a junta tem que ser da melhor

qualidade: na máquina de solda, ambos os extremos da tira são presos firmemente por

meio de garras condutoras de eletricidade, um arco elétrico é formado entre êles e os

dois extremos são trazidos um de encontro ao outro, formando uma junta caldeada e a

solda é rebarbada por meio de uma raspadeira móvel.

A tira passa a seguir pelos rolos empurradores que a levam ao poço de acumulação

(looping pit) o qual serve de estocagem intermediária, a fim de permitir que a seção de

entrada possa parar para a alimentação de nova bobina e efetuar a solda com a

extremidade da bobina anterior, sem haver interrupção do processamento da tira nos

tanques de decapagem. Às vêzes, o poço de acumulação está cheio de água para

diminuir o atrito entre as superficies.

Em seguida, vem o segundo conjunto de rolos empurradores que alimenta a tira na

decapagem propriamente dita.

b) Tanques de decapagem:

A zona de decapagem normalmente contém quatro tanques de 18 a 25m de

comprimento, 1,20m de profundidade e 30 a 40 cm mais largos que a tira máxima a ser

decapada e que, em geral, são construídos de chapas de aço soldadas de, pelo menos


225

3/8 polegadas de espessura, com um revestimento de borracha vulcanizada no seu

interior.

Para proteger a borracha da abrasão e calor excessivos, existe um outro revestimento,

de 200mm, de tijolo antiácido vitrificado, feito em duas camadas, unidas por um

cimento antiácido.

Tampas de chapa, revestidas de borracha, servem de cobertura para os tanques e

lateralmente é feita a exaustão (por meio de ventiladores de pás recobertas de

borracha), para evitar o escape de vapôres de ácido para o ambiente. O aquecimento é

feito pelo vapor injetado ao longo das paredes.

Nos extremos de cada tanque, grandes rolos revestidos de borracha, aparados por

meio de cilindros pneumáticos, mantém a tira mergulhada no ácido.

Um tanque de lavagem com jatos de água fria sob pressão, seguido de outro com água

quente completam o sistema.

c) Saída:

Ao deixar cada um desses tanques a tira passa entre rolos de borracha, que são

comprimidos contra a tira, retirando o excesso de solução. A velocidade de uma linha

de decapagem é cêrca-de 200m/min e o comprimento total da instalação, 250m.

O ácido usado para a decapagem de aço comum é normalmente ácido sulfúrico diluido

(devido ao seu baixo custo, comparado com o de outros ácidos). A concentração é no

máximo de 15-17% e a temperatura do banho é próxima à da ebulição da água.

A medida que o solução de decapagem vai sendo usada, cresce a concentração de

sulfato ferroso até um limite máximo tolerável, em que começa a prejudicar o aspecto

da chapa, sendo então necessário trocar a solução.


226

10.5 - LIMPEZA DA SUPERFÍCIE POR MEIOS MECÂNICOS

Consiste na remoção da camada de óxido por meio de impacto de jatos de areia ou de

granalha metálica. Certas máquinas utilizam o ar comprimido e outras, força centrifuga,

para impulsionar as partículas de granalha.

O emprêgo de areia de sílica, projetada contra a superfícíe metálica por meío de ar

comprimido, não se recomenda, não só pelos custos substancialmente maiores, como

devido ao perigo de Silicose para os trabalhadores.

Uma variante dêste processo é a utilização de água sob pressão (até 120 kg/cm2) com

mistura de areia de quartzo; é usada principalmente em fundições, para limpeza e

acabamento de peças.

Nas máquinas que empregam a fôrça centrifuga, dependendo do material a ser

decapado (tubos, tarugos ou chapas), varia o número de turbinas, que são colocadas

de modo a atingir uniformemente roda a superfície das peças.

As turbinas de várias aletas são alimentadas axialmente, o que permite a orientação da

granalha em várias inclinações. A roda da turbina tem diâmetro entre 300 e 600mm e

gira entre 2.000 a 2.800 rpm. (Fig. 10.3).

Fig. 10.3 – Turbina para limpeza de tarugos ou chapas por meio de projeção centrífuga de jatos

metálicos (granalha) contra a superfície a limpar.

11 - LAMINAÇÃO A FRIO


227

Na definição da A.I.S.I (American Iron and Steel Institute) Chapas finas laminadas a

frio, cortadas ou em bobinas, são produtos planos de aço, entre as espessuras de

0,36mm e 6,34mm (0,0142" a 0,2499") [81].

A Especificaçào Brasileira EB-188 aplica-se às chapas finas de aço carbono com

espessura igualou superior a 0,30mm até 6,00mm inclusive, com os diversos

acabamentos .especificados, em chapas cortadas ou bobinas. A mesma especificação

compreende quatro grupos de qualidades em que se podem enquadrar as chapas finas

de aço ao carbono [81]:

Qualidade Comum

Qualidade Estampagem

Qualidade Baixo Teor de Metalóides

Qualidade Requisitos de Propriedades Mecânicas

a) Qualidade comum:

É elaborada com aço de baixo teor de carbono, efervescente, acalmado

mecânicamente, ou semi-acalmado. É produzida com superfície fôsca, adequada para

a aplicação de vernizes orgânicos, tais como: pintura e esmaltes, mas que não é

indicada para a eletrodeposição onde a superficie lisa e isenta de defeitos é essencial.

As chapas cortadas não devem apresentar defeitos que sejam claramente visiveis na

sua superficie; as bobinas poderão ter maior porcentagem de defeitos, porque o

produtor não tem a mesma possibilidade de rejeitar as partes contendo imperfeições

como no caso de chapas.

A chapa de qualidade comercial até 0,1570 de carbono deve ser dobrada sôbre si

mesma, em qualquer direção, sem haver fissuras visíveis ao longo da dobra. Para

teores de carbono entre 0,15 e 0,25%, o corpo de prova deve poder ser dobrado a 180º

em tôrno de uma peça, tendo uma espessura igual à do especimen, sem apresentar

fissuras.

Chapas de acabamento brilhante são produzidas pela passagem entre cilindros

esmerilhados e polidos e possuem acabamento mais lustroso que as de qualidade


228

comercial, sendo indicadas para as peças que necessitem bom acabamento com

pouca deformação. Para a eletrodeposição estas chapas devem ser submetidas a

polimento prévio.

b) Chapa laminada a frio para estampagem:

É produzida a partir de aços selecionados e especialmente processada para ter

caracteristicas uniformes de estampagem, sendo obtida normalmente a partir de aço

efervescente. Em caso de estampagem particularmente severa, especifica-se aço

acalmado.

A superficie é geralmente fôsca, para aplicação de tintas ou esmaltes, mas não é

adequada à eletrodeposição, onde a isenção de defeitos superficiais é essencial. As

chapas dêste tipo de aço deverão produzir, dentro das tolerâncias negociadas em cada

caso entre o produtor e o consumidor, peças determinadas.

c) Qualidade baixo teor de metawides:

São produzidas com análise química tal, que a soma dos teores dos vários elementos

seja baixa e são empregadas na fabricação de peças revestidas com esmaltação

vitrea, galvanização, etc.

d) Requisitos de propriedades mecânicas:

As chapas finas produzidas sob Requisitos e Propriedades Mecânicas Determinadas

são destinadas a peças sujeitas a esforços de qualquer natureza ou conjuntos

estruturais diversos. Então, são exigidas propriedades mecânicas especificadas, tais

como: ensaio de tração, dureza, etc. As chapas desta qualidade de aço podem ser

também produzidas de acôrdo com determinadas faixas de dureza Rockwell.


229

11.1 - PROCESSOS DE LAMINAÇÃO À FRIO

O processo de produção de chapas ou bobinas laminadas a frio compreende

inicialmente a deformação do aço a temperaturas abaixo do ponto crítico. Este ponto

varia com o tipo de aço: 627°C para o ciclo de resfriamento e 727°C para o ciclo de

aquecimento são temperaturas bastante representativas [81].

A redução a frio é obtida pela deformação da estrutura cristalina; resulta numa

elevação da resistência à tração, da dureza superficial, do limite elástico e numa

redução da dutilidade.

A seguir, o material é submetido a um recozimento (para restituir-lhe dutilidade) e

depois, a um passe de acabamento ou de encruamento, para uniformizar a superficie

ou obter uma dureza determinada e homogênea, em roda a área.

As chapas finas ou bobinas laminadas a frio podem ser produzidas numa grande

variedade de equipamentos, seja Duo, Trio, Quádruo ou Multiplo; as cadeiras poderão

ser dispostas isoladamente ou em Tandem.

11.2 - CONSIDERAÇÕES SOBRE OS TIPOS DE LAMINADORES:

As vantagens da utilização de cilindros de trabalho de pequeno diâmetro seriam [81]:

a) para uma dada redução, a carga sôbre o laminador é menor;

b) a deformação elástica do cilindro no arco de contato (ou achatamento do cilindro,

como é chamado comumente) é diminuída;

c) a energia necessária é menor;

d) o alargamento lateral é reduzido e, portanto, a tendência para fendilhamento nos

bordos é menor.

Por outro lado, é mais difícil de alimentar tira, os cilindros aquecem-se mais e há maior

dificuldade na transmissão da energia mecânica devido ao pequeno diâmetro dos

pinhões que deverão ser usados.


230

A tendência na laminação a frio tem sido de aumentar as velocidades dos cilindros,

reduzir os tempos improdutivos e mecanizar cada vez mais, o manuseio do material.

Daí a laminação contínua de bobinas em várias cadeiras vir substituindo a laminação

de chapas individuais.

11.3 - RESFRIAMENTO DOS CILINDROS:

Durante a operação, uma considerável quantidade de calor égerada na tira e nos

cilindros de trabalho, pelo atrito e pela deformação plástica do material; parte dêste

calor é levada pela tira e parte passa aos cilindros. À medida que a velocidade

aumenta, a quantidade de calor passando aos cilindros na unidade de tempo, também

aumenta.

Como o cilindro não é aquecido uniformemente, pois o centro é sempre mais quente

que as bordas, haverá a tendência de mudar a forma do cilindro e, portanto, quanto

maior a velocidade, mais vigoroso deve ser o resfriamento.

No caso de chapas de aço comum, pode-se usar óleo solúvel, contendo até 90-95% de

água, sem detrimento à qualidade. No caso de aços ligados, a mistura óleo solúvel e

água, mancha a tira, devendo-se usar um óleo mineral ou orgânico, cuja capacidade de

resfriamento, em média, é metade da água. Por isso, a sua velocidade de laminação é

limitada a 300 m/min, enquanto o aço comum pode ser laminado a 1000-1200 m/min.

Ao laminar a frio chapas finas para carroçaria, utilizam-se, como lubrificantes, emulsões

de óleos minerais que servem, além de reduzir o coeficiente de atrito durante a

laminação, também para remover o calor gerado pelo trabalho de redução. Quando

porém, a espessura final é inferior a 0,35mm, o efeito lubrificante dos óleos

emulsionáveis (que em geral são hidrocarbonetos saturados de cadeia aberta) não é

mais suficiente; deve-se usar óleo de palma (azeite de dendê).

Ao contrário dos óleos emulsionaveis, que durante o recozimento gaseificam sem

residuos, as graxas orgânicas, ao queimar deixam depósitos que dificultam a

laminação de encruamento e mais tarde, durante a deposição da camada de estanho,


231

não permitem uma boa adesão da camada metálica de proteção, necessitando por

isso, de uma decapagem eletrolitica para sua remoção.

11.4 - LAMINADORES CONTINUOS:

A laminação a frio em várias cadeiras, desenvolveu-se a partir de 1928, quando foram

empregados os primeiros laminadores quádruo, em Tandem. Logo, foi descoberta a

influência da tensão entre as cadeiras (ou entre as bobinadeiras e o trem, no caso do

laminador reversível).

Num trem de várias cadeiras, a tíra é enfiada entre os cilindros a velocidades

relativamente baixas e introduzida na bobinadeira. A tensão então é aplicada entre as

cadeiras e entre a última cadeira e a bobinadeira e mantida durante o tempo em que o

laminador é acelerado até a velocidade de trabalho. A desaceleração no final da bobina

é feita também procurando-se manter constante a tensão entre as cadeiras.

Os laminadores contínuos consistem de três a seis cadeiras, normalmente do tipo

quádruo, equipadas com uma desenroladeira do lado de entrada e uma bobinadeira

tensionadora do lado de saída. Geralmente, há uma enroladora de correia para guiar a

ponta da tira em tôrno do mandril expansivel, eliminando-se, assim, a necessidade de

parar a bobinadeira em posição certa e determinada para inserir a ponta da tira entre

as garras de pressão.

Os conjuntos de laminadores continuos são: de 3 e 4 cadeiras e até 2.490mm de

largura, para chapa fina laminada a frio, chapa de carroçaria de automóveis, etc.; de 4

a 5 cadeiras até1.425mm de largura, para chapas mais leves e para fôlhas-de-flandres;

e de 5 a 6 cadeiras para fôlhas-de-flandres.

Com o aumento da velocidade de saída, os mais recentes laminadores para fôlhas

trabalham acima de 2.100m/min., o que implica na necessidade de se operar com

bobinas cada vez maiores, senão, o laminador estaria constantemente acelerando e

desacelerando. Este problema foi resolvido soldando-se várias bobinas numa só,

durante a decapagem continua.

11.5 - BOBINADEIRAS


232

A enroladeira tensíonadora, de um laminador a frio deve receber a ponta da bobina ao

sair da cadeira, prendê-Ia e colocá-Ia sob tensão, sem choques bruscos ou

exagerados; deve enrolar a tira com uma tensão constante e automàticamente diminuir

a velocidade, sem alterar a tensão, à medida que a bobina aumenta de diâmetro.

11.6 - OPERAÇÃO

A chapa no instante em que entra em contato com o cilindro de trabalho, desloca-se à

velocidade menor que a da superfície dêste, mas durante a redução, a velocidade vai

aumentando e, finalmente, deixa o cilindro com velocidade ligeiramente maior do que

velocidade periférica do cilindro. Esta diferença de velocidade entre a tira e a superfície

do cilindro, durante a sua passagem através o laminador, ocorre enquanto a mesma

está sendo submetida a uma pressão elevada.

O movimento relativo entre a tira e a periferia do cilindro é possibilitado pela

lubrificação: no caso de haver deficiência de lubrificante a superfície da tira é rasgada;

se houver excesso, os cilindros escorregam e não se pode reduzir corretamente o

material.

A redução a frio é feita até 50% pelo menos, da espessura original da tira laminada a

quente, ou seja, ao dôbro do comprimento inicial, para evitar má estrutura

granulométrica depois do recozimento. O máximo de redução sem que o aço fique

demasiado duro e quebradiço, tornando anti-econômica a laminação, é até 90% da

espessura original.

Os cilindros de trabalho, usados na laminação de tiras a frio são de ferro fundido nas

duas primeiras cadeiras e de aço forjado nas outras, porque nos passes iniciais o

material ainda está relativamente maleável, enquanto que nas últimas já está encruado;

a dureza e o polimento dos cilindros de aço forjado assume importáncia fundamental

para a boa superfície ,da chapa.


233

11.7 - LAMINAÇÃO DE CHAPA FINA

A chapa fina para a produção de folhas de flandres tem de 610 mm a 940 mm de

largura e desde 0,178 mm a 0,571 mm de espessura. O processo consíste na redução

a frio em laminadores contínuos de 4, 5 e 6 cadeiras ou num laminador reversível. A

seguir, os resíduos de óleo de laminação são removidos numa linha de limpeza

eletrolítica; a bobina é recozida entre 650 e 700°C; depois passa pelo laminador de

encruamento com uma ou duas cadeiras, para obter a dureza superficial, acabamento

e aplainamento desejados, antes de ser cortada na linha de tesouras.

11.8 - PRODUÇÃO DE FÔLHAS MUITA FINAS

A chamada fôlha-de-flandres fina (Thin tin) tem até 1.067mm de largura e de 0,076mm

a 0,178mm de espessura. Os métodos de produção são diversos:

a) laminar num laminador de 6 cadeiras:

b) usar um laminador de 4 ou 5 cadeiras e depois um laminador reversível para as

reduções finais;

c) laminar num laminador de 4 ou 5 cadeiras, efetuar um recozimento intermediário e

reduzir até à bitola final num laminador de 2 ou 3 cadeiras, antes de se fazer o

estanhamento.

11.9 - LAMINADORES DE ENCRUAMENTO E DE ACABAMENTO

O material depois do recozimento, tem uma grande maleabilidade e em muitos casos, é

necessário aumentar a resistência à tração, o que é feito pelo encruamento, que

normalmente é uma redução da espessura da chapa.

A laminação de encruamento tem por fim: melhorar o aspecto da superficie que devido

ao recozimento tornou-se fôsca, tornando-a bem plana e brilhante; aumentar o limite de

deformação permanente; e evitar as linhas de Luder (Stretcher Strains) durante uma

estampagem posterior.


234

A redução varia de 0,5% até um máximo de 4%, dependendo da dureza superficial

desejada. O material para estampagem profunda recebe apenas uma redução de 0,5%

(Fig. 11.1), enquanto que o que se destina a partes estruturais sofre uma redução

maior.

As primeiras instalações de encruamento, eram de uma só cadeira, com a tensão

aplicada entre a desenroladeira e o laminador, por meio de freios mecánicos. A

demanda crescente de melhor acabamento e maior dureza superficial, obrigando a

passar as bobinas duas vêzes pelo mesmo laminador, levaram à construção de

instalações de duas cadeiras, principalmente para a fõlha-de-flandres.

Um laminador com duas cadeiras pode obter maiores reduções e também, atingir maior

tensão entre as cadeiras do que a possivel de obter entre uma única cadeira e a

bobinadeira. Esta tensão maior tende a aumentar o aplainamento e produzir um

material melhor que o obtido apenas pela laminação em uma só cadeira.

Fig. 11.1 - Laminador de encruamenlo de uma só cadeira para chapas laminada a frio [81].

A tensão na desenroladeira deve ser controlada para evitar marcas de deformação,

"stretcher strains", que podem ocorrer se a tira é esticada demasiadamente antes de

laminar.

Durante a laminação de encruamento, a tensão deve ser suficiente para exceder o

limite de deformação permanente, mas não aproximar-se muito do limite de ruptura.

A primeira cadeira faz uma redução leve, de até 10%, para aplainar o material, eliminar

irregularidades de bitola e dar a tensão necessária na tira, ao entrar na segunda


235

cadeira. Esta é que efetua á maior redução, podendo atingir até 50%. Um medidor

automático de espessura por meio de Raios X, mede a bitola da chapa e comanda os

parafusos ajustadores ou a tensão entre as cadeiras, para dar espessura uniforme.

A produção de durezas superficiais elevadas, tem conduzido a aumentar a poténcia

dos motores a valores da ordem de 1/2 HP para cada centimetro da largura dos

cilindros de trabalho e cada 15 metros por minuto de velocidade nominal.

A pressão de laminação é da ordem de 900 kgf por mm de largura da tira; as tensões

são da ordem de 30 a 60% da resistência mecânica do material.

11.10 - PROCESSO DE LAMINAÇÃO A FRIO DA USINA ARCELORMITTAL VEGA

(VEGA DO SUL)

11.10.1 - Produtos e Aplicações da Usina Vega do Sul

Bobina decapada a quente: Espessuras entre 2,0 e 4,8 mm e larguras entre 750 e

1875 mm. É aplicado em rodas de automóveis, botijão de gás, compressores, entre

outras peças.

Bobina fina a frio: Espessuras entre 0,4 e 2,0 mm e larguras entre 750 e 1875 mm. É

utilizado em automóveis, eletrodoméstico, entre outros.

Extragal:

São chapas de aço com revestimento de zinco.

Espessura do Revestimento

4 a 25μ (30 a 175 g/m²) por face.

Benefícios

Alta resistência à corrosão.


236

Aplicação

Indústria automobilística, de eletrodomésticos e da construção civil.

Galvalia:

São chapas de aço com revestimento de liga zinco e ferro.

Espessura do Revestimento

4 a 10μ (30 a 70 g/m²) por face.

Benefícios

Alta resistência à corrosão, boa soldabilidade e excelente aderência à pintura.

Aplicação

Indústria automobilística e de eletrodomésticos

11.10.2 - Produção da ArcelorMittal Vega (Vega do Sul)

A Vega do Sul é uma planta industrial que utiliza como matéria-prima bobinas

laminadas a quente fornecidas pela ArcelorMittal Tubarão (CST), de Vitória (ES).

A Vega do Sul não é uma usina siderúrgica integrada, pois trabalha somente com o

beneficiamento (tratamento) do aço. A empresa produz atualmente bobinas laminadas

a frio através dos seguintes estágios:

11.10.3 - Etapas da Produção:

1 - Linha de decapagem:

Processo de remoção da camada de óxidos da superfície das bobinas laminadas a

quente.

2 - Laminador a frio de 4 cadeiras:


237

Processo de redução da espessura das chapas de aço laminadas a quente através da

laminação a frio.

3- Recozimento em caixa:

Processo de tratamento térmico utilizado para restituir as propriedades mecânicas do

aço após sua laminação a frio, adequando-as à aplicação final pelo cliente.

4- Encruamento:

Processo de redução a frio da bobina de aço, com baixos valores de redução, utilizado

para ajustar as propriedades mecânicas do material, introduzir a textura superficial e

melhorar a planicidade do produto final.

5- Linha de galvanização:

Processo de revestimento da superfície da bobina com uma fina camada de zinco para

o aumento da resistência à corrosão do aço.

6 - Linha de inspeção:

Procedimento de inspeção final da qualidade do produto antes do envio do produto

acabado para os clientes.

1- Decapagem

A finalidade deste processo é a remoção da camada de óxido superficial (carepa)

gerada no processo de laminação a quente. A carepa é removida através de uma

solução de Ácido Clorídrico, no qual a chapa é imersa. A solução ácida remove os

óxidos da chapa, resultando em uma superfície adequada às aplicações ou processos

posteriores.

O processo de decapagem possui um circuito fechado com uma unidade de

regeneração de ácidos, cuja finalidade é recuperar o Ácido Clorídrico, que é reutilizado

na preparação da solução ácida, evitando a contaminação do meio ambiente e o

aumento de custos do processo.


238

Fig.11.2 – Foto da linha de decapagem da usina Vega do sul

Fig.11.3 – Foto da linha de decapagem da usina Vega do sul


239

2 - Laminação a Frio

O objetivo deste processo é a obtenção de chapas finas por meio da redução a frio

controlada, garantindo ao produto homogeneidade de espessura, planicidade e

rugosidade adequada às etapas seguintes.

O laminador de tiras a frio com 4 cadeiras reduz a espessura da tira para os valores

especificados pelo cliente. Neste processo, o aço sofre esforços de compressão de até

3.000 toneladas em cada cadeira, e trações de até 60 toneladas entre elas. As cadeiras

são equipadas com controle de espessura e planicidade.

Fig.11.4 – Esquema da linha de decapagem e laminação a frio da usina Vega do Sul

3 - Recozimento

Este processo tem o objetivo de restaurar as propriedades mecânicas do material,

perdidas no processo de laminação a frio. Permite desenvolver textura interna favorável

aos processos em conformidade às necessidades dos clientes finais, tais como a

estampagem realizada em chapas utilizadas em automóveis e eletrodomésticos.


240

Fig.11.5 – Foto da área de recozimento das bobinas de Vega do sul

4- Encruamento

A finalidade deste processo é ajustar as propriedades mecânicas do material, introduzir

a textura superficial e melhorar a planicidade do produto final. Isso se obtém por meio

da laminação com baixas taxas de redução.

Fig.11.6 - Foto do laminador de encruamento de Vega do Sul


241

Fig.11.7 – Esquema da linha de recozimento e laminador de encruamento de Vega do Sul

5 - Galvanização

A finalidade desse processo é o revestimento da superfície da bobina laminada a frio

com uma fina camada de zinco para proteger o aço contra a corrosão. Para a indústria

automobilística a proteção contra a corrosão das carrocerias é um importante

diferencial competitivo, por ter garantia de 12 anos.

Para atender essa necessidade, a Vega do Sul produz bobinas de aço revestidas para

a indústria automobilística, e para outros segmentos industriais como o de

eletrodomésticos e da construção civil.

A linha de galvanização consiste em um conjunto de processos contínuos que

garantem características mecânicas e de revestimento necessárias ao produto final. As

bobinas laminadas a frio passam na entrada da linha por uma seção de limpeza da

superfície, para na seqüência, serem submetidas a um processo de recozimento

contínuo.

Finalizado o recozimento, o metal está pronto para receber o revestimento. A chapa é

mergulhada em um banho de zinco fundido de elevada pureza, dando origem ao

revestimento do tipo Extragal.

O revestimento tipo Galvalia é obtido submetendo a bobina, após sua saída do pote de

zinco, a um tratamento térmico, que transforma o revestimento de zinco puro em uma

liga zinco-ferro.


242

Terminado o revestimento, a bobina passa pelo processo de encruamento para ajustar

as propriedades mecânicas do material, introduzir a textura superficial do produto e

melhorar a planicidade.

A Linha de Galvanização a quente dispõe ainda de um processo de tratamento de

superfície, a cromatização, utilizado para aumentar a resistência à corrosão da bobina

de aço revestida.

No final da Linha de Galvanização, a bobina é inspecionada, oleada e embalada para

envio aos clientes.

Fig.11.8 – Esquema da Linha de Galvanização de Vega do Sul


243

12 – REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

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