Apesar do processo de estampagem ser extensivamente usado na indústria de conformação de chapas, a produção e a construção do ferramental estão ainda baseadas em resultados empíricos. Estudos realizados por Thomas (1) mostraram que o custo do projeto de novas ferramentas para estampagem representa em torno de 5 a 15% do custo total de produção. Dentre esses processos, destaca-se o de embutimento profundo.

De acordo com Tekkaya (2), um processo pode ser considerado como embutimento profundo quando a profundidade do componente estampado excede o seu diâmetro. Para tanto, Marciniak(3) relata que neste processo recorre-se geralmente a duas ferramentas móveis – o punção e o prensa-chapas – e a uma ferramenta fixa, a matriz. Segundo o Metal Forming Handbook (4), para a realização do processo de embutimento são empregadas prensas de efeito duplo e de efeito simples.

Conforme Boljanovic(5), ao contrário das prensas de duplo efeito, nas quais os movimentos do prensa-chapas e do punção são independentes, para as prensas de efeito simples, utilizam-se molas no ferramental, que promovem o escalonamento do prensa-chapas em relação ao punção. Essa adoção, além de exigir um maior controle na manutenção do ferramental, limita a profundidade da geometria final pretendida.

Durante o embutimento de um copo cilíndrico, ocorrem variações

Fig. 1 – (a) Desenho esquemático da variação da espessura na parede de um copo embutido. (b) Variações da força de embutimento em função do deslocamento do punção.

 

na espessura das paredes previstas teoricamente e que são verificadas experimentalmente. Os trabalhos teóricos de Hosford e Caddell (6) preveem as variações da espessura com afinamento das regiões do copo próximas ao raio de curvatura do punção e de espessamento das regiões próximas do topo do copo (aba). A figura 1a representa esquematicamente a variação da espessura na parede de um copo embutido.

Esse espessamento da parede do copo pode levar a uma condição de ironing, ao final do processo de embutimento da peça, desde que a folga entre o punção e a matriz não seja suficiente. Essa condição é semelhante ao processo de trefilação. A força de embutimento do copo durante o deslocamento do punção será influenciada por este espessamento da parede do copo na etapa final do embutimento. A figura 1b representa a variação da força total de embutimento do copo tanto para a condição inicial de embutimento sem espessamento quanto para a condição final de ironing com espessamento, indicando a ocorrência de duas variações bruscas da força total relativas a cada condição (6).

Este trabalho tem como 25 ppm objetivo estudar, avaliar e viam

objetivo estudar, avaliar e viabilizar o embutimento profundo em uma prensa de efeito simples, utilizando um prensa-chapas fixo. Serão avaliadas, experimentalmente e numericamente, a força total de embutimento durante o deslocamento do punção e a espessura ao longo do copo embutido. A parte experimental será realizada por meio de um ferramental montado em uma máquina de ensaios universal e a parte numérica pelo aplicativo numérico Pam Stamp 2012.1, no qual se utiliza uma nova formulação para o elemento de casca, capaz de identificar e determinar os valores da redução da espessura nas regiões sujeitas ao ironing.

Metodologia

Caracterização do material

O material escolhido foi o aço IF (Intertitial Free ou Livre de Interstícios) recebido em forma de chapas, com espessura nominal de 1,78 mm, galvanizadas em apenas uma de suas faces. Os aços microligados IF de elevada resistência para a estampagem são usados para a conformação de peças

 

complexas como, por exemplo, portas e capôs de automóveis. São produzidos com baixíssimo teor de carbono e microligados com titânio ou nióbio. A dureza do material recebido foi de HV 86,5±5 Mpa. A composição química da chapa de aço IF utilizada neste estudo é mostrada na tabela 1.

A espessura média da chapa obtida das amostras retiradas a 0°, 45° e 90° em relação à direção de laminação foi de 1,768 ± 0,001 mm. Para a medição da espessura da chapa, utilizou-se um micrômetro digital Starret, série 795.

Para a determinação da curva de tensão efetiva em função da deformação efetiva, necessária para a simulação numérica, foram realizados ensaios de tração em corpos de prova retirados a 0°, 45° e 90° em relação à direção de laminação da chapa. Para cada direção de laminação foram efetuados três ensaios de tração. O dimensionamento e o formato adotados para os corpos de prova foram feitos a partir das normas ABNT NBR 6673, ASTM E646 e DIN EM 10002-1 que descrevem o ensaio. Para a realização dos ensaios de tração, foi utilizada a máquina de ensaio universal Instron – modelo 4482 – e um controlador Merlin, com e x tens ôm etro eletrônico série 2630-100, a uma taxa de deformação inicial de 0,0009 s -1. Durante a realização dos ensaios, a temperatura ambiente era, em média, de 27°C.

Na tabela 2 (pág. 32) são apresentados os valores médios dos coeficientes K e n da equação de Hollomon (σ = Kεn), as tensões de escoamento (σo) nas direções de laminação 0°, 45° e 90° e as suas respectivas médias aritméticas, as quais foram aplicadas nas simulações numéricas. Além das constantes calculadas, presentes na tabela 2,

Estudo

obtiveram-se os índices de anisotropia (R) nas direções de 0°, 45° e 90°, uma vez que o aplicativo numérico Pam Stamp 2G 2012.1 considera a dependência das propriedades do material devido à direção escolhida. Para o ensaio de anisotropia, assim como para o ensaio de tração, os corpos de prova eram deformados em até 20%. Quando o limite de deformação era alcançado, a máquina de ensaio parava automaticamente. Por meio dos valores encontrados para os índices de anisotropia a 0°, 45°, e 90° determinaram-se os coeficientes de anisotropia normal (R ) e planar (ΔR), presentes na tabela 3. Os valores encontrados dos índices de anisotropia são típicos de aços usados em aplicações de estampagem profunda, garantindo bons limites de embutimento.

Ensaio de embutimento profundo

Para a execução do embutimento em laboratório, construiu-se um ferramental que poderia ser montado tanto em prensas hidráulicas

quanto em máquinas universais de ensaio mecânico, e que pode ser visualizado na figura 2(a) (pág. 33) e o seu desenho esquemático (figura 2(b), pág. 33). Ele é constituído de (a) duas bases, para possibilitar a montagem em prensas com mesas furadas ou em máquinas de ensaios mecânicos; (b) uma matriz com diâmetro de 52,5 mm e com raio de quina de 6,3 mm, na qual se pode fazer o embutimento; (c) um prensa-chapas (anel superior) fixado na matriz por quatro parafusos Allen M20; (d) três pinos de centralização do blanque, que também distanciam o prensa-chapas fixo da matriz; (e) discos de centralização do punção; e (f) um punção com 48,3 mm de diâmetro, 150 mm de comprimento e 10 mm de raio de quina.

Os ensaios de embutimento foram realizados montando-se o fer-

ramental descrito anteriormente, utilizando três pinos para fornecer uma distância entre o prensa-chapas fixo e a matriz de 2 mm, isso é, 1,15 vez a espessura real da chapa, em uma máquina universal de ensaios mecânicos da Kratos, com capacidade de 490,5 kN, no módulo de compressão. Para a medição da distância existente entre o prensa-chapas (anel superior) e a matriz, foi utilizado um calibrador de folga da Starret, modelo 467M. A máquina era equipada com um sistema de aquisição de dados por computador que possui como transdutores uma célula de carga de 245,25 kN com resolução de 49,5 N e um sensor para medição de deslocamento linear (LVDT) de 500 mm com resolução de 0,1 mm.

Foram utilizados 22 blanques com diâmetro de 100 mm. Eles foram embutidos a uma velocida-

Fig. 2 – Ferramental de embutimento montado em uma máquina de ensaio universal (a) e o seu desenho esquemático (b)

 

de constante de 0,8 mm/s, com o uso de um lubrificante à base de bissulfeto de molibdênio entre a chapa e a matriz. Não foi realizada lubrificação entre a chapa e o prensa-chapas (anel superior).

Simulação numérica

O processo de embutimento do copo foi simulado numericamente por meio do software comercial Pam Stamp 2G, em sua versão 2012.1, sendo que os efeitos térmicos não foram considerados. O modelo numérico do ferramental foi elaborado com base no ferramental real.

Como descrito anteriormente, o fenômeno do ironing pode ocorrer em algumas partes das peças estampadas, seja por razões geométricas do componente ou pela introdução de um método para controlar o retorno elástico. Desse modo, quando o ironing ocorre, ele deve ser tratado com atenção, especialmente em aços de alta resistência.

Sabe-se que as formulações numéricas empregadas para os elementos de casca não são suficientes para descrever esse fenômeno

Estudo

com precisão, principalmente as tensões e as deformações normais a tais elementos. Entretanto, a versão Pam St amp 2012.1 apresenta uma nova formulação para o elemento de casca capaz de simular a condição de ironing, denominado elemento Through Thickness Stress (TTS). Essa formulação numérica considera o afinamento, a tensão normal e a plasticidade induzida pelos contatos bilaterais.

Para a discretização da chapa foram utilizados 5.000 elementos quadrados ( T TS), com grau de refinamento igual a quatro e com cinco pontos de integração. Para discretizar o ferramental (punção, prensa-chapas e matriz), foram empregados elementos de casca indeformáveis (rígidos).

Neste estudo, a chapa de aço IF foi caracterizada pelas médias aritméticas dos coeficientes de anisotropia R₀° (1,48), R₄₅° (1,61) e R₉₀° (2,02), pelo limite médio de escoamento 167,7 MPa e pela equação média de Hollomon, 

Foi adotado o critério de escoamento proposto por Hill (1948) para descrever o comportamento mecânico da chapa de aço IF, uma vez que este critério é indicado para os materiais metálicos onde 

Para a simulação numérica do embutimento profundo foi estabelecido como condição de contorno que o punção se moveria vertical mente (Vz ≠ 0 e Vx=Vy= 0) a uma velocidade constante de 0,8 mm/s, no sentido negativo do eixo Z, enquanto as demais ferramentas permanecerão fixas em todo o ensaio numérico (Vx = Vy = Vz = 0). Para

Fig. 3 – Força experimental e numérica para a velocidade de deslocamento do punção de 0,8 mm/s

descrever as condições de contato foi empregado o atrito do tipo Coulombiano. Já para as regiões de contato entre o punção e a chapa, foi definido um coeficiente de atrito igual a 0,3; de 0,12 entre a matriz e a chapa; e de 0,06 (7) entre o prensa-chapas e a chapa.

Resultados e discussão

Inicialmente, serão apresentados os resultados referentes às forças de estampagem e as alturas finais alcançadas dos copos embutidos para os ensaios experimental e numérico. Na figura 3 é mostrada a evolução das forças de embutimento em função do deslocamento do punção, as quais foram obtidas experimentalmente e numericamente, empregando o elemento de casca TTS.

A evolução das forças de embutimento, experimental e numérica, durante o curso do punção, podem ser divididas em duas etapas. A primeira consiste na evolução da força de embutimento até um valor máximo (92,2 kN experimental e 91,4 kN numérico). Nessa etapa, a força de embutimento está relacionada à combinação de três forças: a relacionada à formação do

Estudo

fundo do copo e à redução da área do flange; a força relacionada ao atrito entre a chapa e o ferramental; e a relacionada ao encruamento da chapa. Na segunda etapa, ocorre o decaimento da força de embutimento a partir do valor máximo, devido ao fato de a força associada à redução de área diminuir mais rápido que o efeito do encruamento.

O perfil numérico da força de embutimento em função do deslocamento do punção apresentou dois picos distintos de força. O primeiro (força máxima) ocorreu quando o punção atingiu o curso de 33,5 mm, ou seja, no momento em que o espessamento da chapa alcança a folga existente entre o prensa-chapas e a matriz de 2 mm. Depois da força máxima, experimental e numérica, a força diminui suavemente até o final do contato da chapa com o prensa-chapas fixo, e depois ocorre uma forte queda, associada ao final da deformação da chapa no raio de quina da matriz. Após esse momento,

Fig. 4 – Marcações das direções de laminação no blanque e as posições para as medições das alturas

numericamente, foi observada a formação de um segundo pico (deslocamento de 49,5 mm), em decorrência do espessamento nas regiões próximas ao topo do copo superarem a folga existente de 2,1 mm entre o punção e a matriz, o que remete a uma condição de ironing. Tal fato não foi observado na parte experimental, tendo como possível causa a resolução da célula de carga empregada. As diferenças entre os valores das forças experimentais e numéricas podem ser atribuídas à não linearidade das geometrias do ferramental, à curva de fluxo adotada para descrever o comportamento mecânico do material, às condições de atrito, ao critério de escoamento empregado e a erros inerentes tanto ao procedimento experimental quanto ao numérico.

Outra análise que pode ser realizada, comparando os resultados experimentais e numéricos, é a determinação da altura final do copo embutido. Para avaliar essas variações das alturas experimentais, foram embutidos cinco copos. Na parte inferior do blanque, a qual estava em contato com a matriz, foram marcadas as principais direções de laminação (figura 4). Para a marcação das direções de laminação utilizou-se uma caneta marcadora e para a medição das alturas foi utilizado um paquímetro digital (Starret 727-6/150).

A figura 5 (pág. 37) retrata de forma gráfica a evolução das alturas finais do copo embutido em função das direções de laminação obtidas de forma experimental e numérica.

Como a chapa de aço IF apresentou valores positivos para a anisotropia planar (ΔR > 0), observou-se a formação de orelhas a

Fig. 5 – Altura do copo embutido experimental e simulada em função da direção de laminação

 

 

0° e a 90° em relação à direção de laminação, experimental e numericamente, resultando em maiores alturas para esses ângulos. Tanto os resultados experimentais quanto os numéricos mostraram que as orelhas formadas são simétricas, tendo a direção de laminação de 180° como referência. Observa-se também a boa correlação entre os resultados experimentais e numéricos.

Em decorrência do espessamento nas regiões próximas do topo do copo (aba), espera-se que essas regiões venham a desenvolver uma condição de ironing, caso este espessamento supere a folga

existente entre o punção e a matriz (2,1 mm) ao final do processo de embutimento. Utilizando-se a nova formulação TTS para o elemento de casca, o aplicativo Pam Stamp 2012.1, além de identificar as regiões sujeitas ao ironing, (figura 6, pág. 38), também foi capaz de determinar os seus respectivos valores de afinamento, conforme ilustra a figura 7 (pág. 38).

A figura 6 apresenta uma visão geral do mapeamento espacial das regiões sujeitas ao ironing, captadas pelos elementos T TS, no final do embutimento do copo cilíndrico.

Fig. 6 – Mapeamento das regiões sujeitas ao ironing no final do embutimento do copo cilíndrico, em função das direções de laminação (DL).

Fig. 7 – Mapeamento espacial do afinamento da espessura do embutido decorrente do ironing

 

Assim, evidencia-se nas figuras 6 e 7 que as regiões sujeitas ao ironing ocorreram no topo do copo, de forma intercalada, com diferentes larguras no sentido circunferencial, bem como diferentes profundidades ao longo da altura do copo cilíndrico. Para o material analisado, a maior largura circunferencial (9,04 mm) sujeita ao ironing ocorreu entre os ângulos de 45° e 90° da direção de laminação, enquanto a maior profundidade (10,53 mm) ocorreu a 90° da direção de laminação. Na direção de 0° de laminação não houve a formação de nenhuma região exibindo ironing, demonstrando, assim, a influência dos co eficientes de anisotropia.

As simulações numéricas mostraram que em decorrência da folga existente de 2 mm entre o prensa-chapas fixo e a matriz formaram-se pequenas ondulações na aba do blanque no início do processo, e que elas não foram eliminadas na fase de dobramento, o que ocasionou rugosidades

(enrugamento) ao longo da altura do copo embutido e na intercalação circunferencial das regiões sujeitas ao ironing, como mostra a figura 8.

Fig. 8 – Identificação das regiões sujeitas ao enrugamento obtidas pelo aplicativo Pam Stamp 2012.1

 

Observando-se o mapeamento espacial das regiões sujeitas a rugosidade (enrugamento), percebeu-se que os coeficientes de anisotropia influenciam diretamente a altura dessas regiões. Para a direção de laminação de 0°, a altura de enrugamento ao longo da altura do copo foi de 11,45 mm, enquanto para as direções de 45° e 90° elas foram de 17,38 mm e 24,42 mm, respectivamente. Por meio de uma inspeção visual do copo embutido experimentalmente, não foi possível observar nenhum tipo de rugosidade (enrugamento) superficial nas regiões determinadas pelo aplicativo numérico, mas utilizando-se um relógio comparador foi possível detectá-las, confirmando a previsão do modelo numérico.

Para acompanhar a variação da espessura ao longo do copo, foram determinados intervalos de 2 em 2 mm a partir do topo do copo, identificando-se as espessuras dos elementos TTS em cada intervalo nas direções de laminação de 0°, 45° e 90°. Em seguida, as espessuras numéricas foram comparadas com as espessuras médias levantadas experimentalmente para cada direção de lami nação, conforme é mostrado na forma gráfica nas figuras 9 a 11 (págs. 40 e 41). Para a medição das espessuras experimentais, os copos embutidos eram cortados mecanicamente nas direções da laminação, sendo as medições realizadas com um micrômetro digital (Starret, série 795).

Apesar de as espessuras simuladas ao longo do copo acompanharem os perfis das espessuras experimentais, algumas regiões apresentaram valores divergentes, os quais podem ser atribuídos às condições de não linearidade do atrito, da geometria e do comportamento mecânico do material no decorrer do processo de embutimento e que não foi perceptível ao aplicativo numéri co. Em decorrência do processo de ironing, as espessuras próximas ao topo, para as direções de 45° e 90°, estão próximas ao valor da folga entre o punção e a matriz (2,1 mm), ao contrário da espessura para a direção de 0°, na qual não foi observado o processo.

Tanto os resultados experimentais quanto os numéricos previram que a menor espessura (afinamento) do copo seria obtida nas regiões próximas ao raio de curvatura do punção e o maior espessamento nas regiões próximas ao topo, acompanhando, assim, os resultados teóricos previstos por Hosford e Caddell.

Fig. 9 – Evolução da espessura ao longo da profundidade do copo experimental e numérico, na direção de 0° em relação à direção de laminação.

Fig. 10 – Evolução da espessura ao longo da profundidade do copo experimental e numérico, na direção de 45° em relação à direção de laminação.

Conclusões

A concepção e o projeto do aparato experimental com o prensa-chapas fixo mostram-se consistentes e apropriados para a realização de operações de estampagem em prensas de efeito simples. Com esse aparato, foram obtidos resultados experimentais que permitiram a avaliação das previsões numéricas.

O aplicativo numérico Pam Stamp 2012.1 mostrou-se adequado à realização e à avaliação do processo de conformação desenvolvido neste trabalho, uma vez que os resultados preditos numericamente foram consistentes com os resultados experimentais.

Fig. 11 – Evolução da espessura ao longo da profundidade do copo experimental e numérico, na direção de 90° em relação à direção de laminação.

 

Os resultados numéricos para a identificação e para a determinação dos valores da redução da espessura nas regiões sujeitas ao ironing, por meio da nova formulação para o elemento de casca (T TS), foram significativamente relevantes por sua precisão e concordância com os resultados experimentais, em um intervalo estreito de valores, para o processo considerado neste estudo.

Agradecimentos

Os autores agradecem ao apoio da empresa Brasiaço na fabricação do aparato experimental e à CAPES, CNPq e à FAPEMIG pelo apoio financeiro para a realização deste trabalho.

Referências

1. T homas, W.; Altan, T. Application of Computer Modeling in Manufacturing of Automotive Stampings. Steel Res., 69 (4-5), pp. 181-187, 1998.

2. Tekkaya, E.; Altan, T. Sheet Metal Forming: Processes and Applications. ASM International, 2012.

3. M arciniak, Z.; Hu, S. J.; Duncan , J. L. Mechanics of Sheet Metal Forming. Butterworth-Heinemann, London, 2002.

4. Metal Forming Handbook/Schuler GmbH. Springer Verlag Berlin Heidelberg, 2013.

5. Boljanovic, V. Sheet Metal Forming Processes and Die Design. Industrial Press Inc. New York, 2004.

6. Hosford, W. F.; Caddell, R.M. Metal Forming – Mechanics and Metallurgy, 4th Edition, PTR Prentice-Hall, New Jersey, 2011.

7. Magalhães, F. C. Estudo Numérico e Analítico das Evoluções da Força e da Espessura em Chapas de Aço Livre de Intersticiais Durante Processamento por Embutimento e Ironing. Dissertação de Mestrado. Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica. Universidade Federal de Minas Gerais, 2005.