Devido aos problemas de segurança envolvidos no uso dos veículos, a indústria automotiva vem desenvolvendo carrocerias leves e com resistência mecânica adequada. A leveza dessas estruturas é tão importante quanto a sua resistência, já que a quantidade de emissão de dióxido de carbono é proporcional ao peso do veículo.

Uma vez que os problemas ambientais se tornaram uma questão importante em todo o mundo, a indústria automotiva está dando grande atenção às leis que vêm sendo promulgadas sobre os chamados gases de efeito estufa e ao projeto de carrocerias leves que melhoram a eficiência dos veículos quanto ao seu consumo de combustível. Além disso, também se deve assegurar que os veículos apresentem alta absorção de choques para garantir a segurança dos passageiros em

Fig. 1 – Diagrama esquemático para a soldagem a laser e ensaio Erichsen: (a) Ablação a laser e soldagem a laser; (b) ensaio Erichsen com grau ótimo de ablação.

caso de colisão. Contudo, é difícil atender a esses três requisitos simultaneamente. Muitos estudos já examinaram o processo de estampagem a quente (1-5) como uma forma de encaminhar esse problema.

Entre eles encontram-se estudos sobre a formação de martensita em função da temperatura (6), os efeitos dos métodos de conformação no processamento a quente (7), a influência do retorno elástico, a tensão residual existente nos produtos finais etc. (8)

Embora as peças estampadas a quente apresentem alta resistência mecânica, seu uso tem sido limitado a áreas onde os níveis adequados de absorção ao choque são conseguidos mesmo sob valores de alongamento relativamente baixos. Portanto, o uso de blanques soldados sob medida (tailor welded blank, TWB) é essencial. Quando uma chapa de aço com maior espessura é constituída por duas chapas apresentando diferentes espessuras, a chapa com maior espessura atua como suporte mecânico, enquanto a mais fina absorve o choque. Já foram desenvolvidos diversos estudos sobre a união de chapas de aço dissimilares.

Anand e outros examinaram as características mecânicas de aços IF dissimilares após a soldagem (9).

Padmanabhan e outros avaliaram as características de conformação de uma combinação de alumínio e aço (10), enquanto Kinsei e outros desenvolveram um estudo comparativo sobre as características de conformação com base em experimentos e análises de um blanque soldado sob medida (11).

Os blanques sob medida de aço ao boro já foram extensivamente estudados (12-15) . No caso do aço ao boro, as características mecânicas na região soldada se deterioram devido à ação do revestimento superficial de alumínio-silício, que é essencial para evitar oxidação durante a austenitização e a soldagem. Kim e outros (16) determinaram a distribuição de dureza no aço Usibor 1500 após soldagem a laser gerada por fonte de CO2. A dureza e o limite de resistência da zona termicamente afetada diminuíram, tendo ocorrido fratura nesse local durante o ensaio de tração. O Usibor 1500 estudado nesse trabalho possuía revestimento superficial de alumínio-silício.

Durante a soldagem são formados compostos intermetálicos, tais como FeAl3 ou Fe2Al5, devido à presença desse revestimento, os quais

Fig. 2 – Microestrutura na seção transversal antes e depois da têmpera do aço ao boro

reduzem a ductilidade do material, tornando-o frágil. Ehling e outros (17) constataram que a dureza do aço ao boro revestido diminuiu para 300-320 HV, enquanto Moon e outros (18) relataram que o limite de resistência e o alongamento reduziram após a soldagem a laser devido ao efeito do revestimento superficial. Portanto, a soldagem do aço ao boro requer a remoção de uma determinada porção desse revestimento. Este estudo examinou as propriedades mecânicas do aço ao boro soldado após a remoção da camada superficial de alumínio-silício.

Além disso, foi avaliado o efeito da temperatura da matriz e determinada a altura limite de domo para um nível ideal de resistência mecânica, com base em ensaios Erichsen efetuados a quente, os quais simulam o processo de estampagem a quente sob condições ideais, conforme mostrado na figura 1.

Remoção do revestimento superficial de alumínio silício e a soldagem do aço ao boro

Características do aço ao boro (22MnB5)

O aço ao boro contém, além desse elemento, manganês e cromo, com o objetivo de melhorar sua temperabilidade, conforme mostrado na tabela 1 (pág. 43).

A figura 2 (pág. 43) apresenta as microestruturas do aço ao boro antes e depois da estampagem a quente. Embora a microestrutura do material seja ferrítica-perlítica antes da estampagem a quente, após esse processo ela se transforma em martensita.

A superfície da chapa de aço ao boro é revestida, em suas duas faces, por uma camada de alumínio -silício com espessura entre 25 a 45 micra, com o intuito de evitar oxidação.

Uma camada com espessura entre 5 a 7 micra, consistindo de FeAl3 e Fe2 Al5 (compostos intermetálicos), é interposta entre a camada de revestimento e o metal-base para melhorar a dureza. Os pontos de fusão da camada superficial e do composto intermetálico são, respectivamente, 600 a 700°C e 1.000°C. O aço ao boro apresenta propriedades mecânicas inferiores devido ao efeito do revestimento superficial de alumínio-silício durante a soldagem de topo.

Ablação a laser

Durante a soldagem a laser é possível remover o revestimento superficial por meio de ablação, também

Fig. 3 – Ablação a laser da camada superficial de alumínio-silício da chapa de aço ao boro antes da soldagem

a laser, usando-se um cabeçote adicional. Contudo, a velocidade de soldagem tem de ser diminuída para que todo o revestimento seja removido por esse processo, já que sua espessura, da ordem entre 25 a 45 micra, é relativamente alta para esse processo. Ainda assim, essa redução de velocidade não consegue remover todo o revestimento, o qual se funde e pode formar compostos intermetálicos.

Isso levou ao desenvolvimento do processo de ablação a laser sob alta velocidade, no qual o cabeçote foi substituído por um sistema de varredura (scanner). As condições adotadas na ablação estão listadas na tabela 2.

As figuras 3 e 4 (pág. 48) mostram o revestimento superficial de alumínio-silício sobre o aço ao boro antes e depois da ablação a laser.

A figura 3 apresenta a vista superior de uma chapa de aço antes e depois da remoção do revestimento superficial por ablação a laser ao longo de 2 mm a partir de um dos lados. Já a figura 4 apresenta a microestrutura da amostra na direção da espessura antes e depois da ablação a laser. Obviamente, a microestrutura foi revelada após execução de polimento e ataque metalográfico. A figura 4(b) mostra que o revestimento superficial foi removido.

A tabela 3 divide as variáveis do processo de ablação a laser executado antes da soldagem em cinco fatores. No primeiro experimento, as camadas superficiais em ambas as faces da chapa de aço ao boro foram removidas usando-se lixa.

No segundo experimento, as camadas superficiais em ambas as faces foram removidas usando-se laser, enquanto no terceiro removeu-se apenas o revestimento superficial da face superior. No quarto experimento removeu-se apenas o revestimento superficial da face inferior. Já no quinto experimento as camadas superficiais de ambas as faces não foram removidas. Caso não se constate diferença nas propriedades mecânicas entre as condições “remoção de apenas uma face do revestimento superficial” e “remoção do revestimento superficial em ambas as faces”, então a primeira opção será mais eficiente em termos de custos.

Fig. 4 – Microestrutura da seção transversal antes e depois da ablação a laser de aço ao boro

Soldagem a laser

A figura 5 (pág. 49 ) mostra o equipamento a laser e o corpo de prova antes e depois da têmpera feita na matriz. Foi usado um laser com fonte de fibra com potência máxima de soldagem igual a 5 kW.

Foi efetuada soldagem de topo em blanques de chapa de aço ao boro (22MnB5) com 1,6 mm de espessura. Os blanques unidos foram fixos em garras para reduzir os desalinhamentos entre eles após a soldagem. A posição de soldagem foi controlada por meio de uma

câmera com monitor, enquanto o aporte de calor pôde ser controlado pela velocidade de soldagem e pela potência do laser, conforme mostrado na figura 5(b). A tabela 4 (pág. 50) lista as condições de soldagem. A condição ideal de

Fig. 5 – Equipamento para soldagem a laser e corpo de prova antes e depois da têmpera na matriz

soldagem é aquela que produz um cordão posterior perfeito, com penetração plena, e uma estreita linha de solda após a união. Se o processo for lento, a aplicação excessiva de calor promoverá expansão da zona de fusão e da parte posterior do cordão. Por outro lado, se o processo for rápido, executado sob alta velocidade, o aporte de calor será baixo, fazendo com que as propriedades mecâni-

Fig. 6 – Limite de resistência dos corpos de prova antes e depois da têmpera na matriz

cas da junta se tornem inferiores, uma vez que não haverá cordão posterior.

Foi obtida uma peça soldada com propriedades mecânicas inferiores em sua zona termicamente afetada, o que fragilizou a peça. O aporte de calor pode ser calculado pela equação (1):

onde ηl é o coeficiente do laser, Pl é sua potência, r2 é o tamanho do feixe de laser e ‘h’ é a espessura da chapa de aço.

A figura 5 (pág. 49) apresenta o equipamento de soldagem a laser e o corpo de prova antes e depois da têmpera na matriz. Para reduzir os dois desalinhamentos na chapa de aço após a soldagem, primeiramente foi removida a rebarba gerada pelo cisalhamento nas chapas, as quais foram então fixadas no ferramental e soldadas a laser.

 

Avaliação das propriedades mecânicas

Ensaio de tração

Para cada condição experimental aqui estudada, foram usinados seis corpos de prova a partir das chapas de aço ao boro soldadas após a ablação a laser, de acordo com as especificações da norma técnica ASTM E 8M, obtendo-se um total de 30 corpos de prova. Foram executados três corpos de

Fig. 7 – Análise por espectroscopia de energia dispersiva do corpo de prova do primeiro experimento

prova em cada amostra antes e de- pois da têmpera na matriz. Foram descartados os valores máximo e mínimo, sendo os demais usados nas análises posteriores. As figuras 6(a) e 6(b) mostram os valores de limite de resistência antes e depois da têmpera, respectivamente.

Foi acrescentado um sexto ensaio para comparar as cinco variáveis da ablação a laser no caso do metal-base (aço ao boro 22MnB5). Entre os corpos de prova em que se aplicou ablação a laser, aquele proveniente do segundo ensaio, no qual foi aplicada ablação a laser em ambas as faces, mostrou máximo valor de alongamento percentual, com limite de resistência e alongamento iguais a, respectivamente, 585 MPa e 20%.

No terceiro experimento, no qual a ablação a laser foi aplicada apenas na face superior do corpo de prova, os valores foram iguais a 603 MPa e 18%, respectivamente. Nos corpos de prova obtidos a partir do primeiro experimento, cujo revestimento superficial foi removido usando-se lixa, o limite de resistência e alongamento foram iguais a, respectivamente, 604 MPa e 16%. Para o quarto e quinto experimentos, nos quais, respectivamente, apenas a face inferior foi submetida à ablação a laser ou não houve qualquer ablação a laser, os valores foram iguais a 603 MPa/599MPa e 14%/16%, respectivamente. Quanto à condição após têmpera, os corpos de prova provenientes do segundo ensaio, em que houve ablação em ambas as faces, apresentaram limite de resistência igual a 1.451 MPa e o índice de alongamento total de 3%. Devido

à presença da camada superficial, durante a soldagem foram formados compostos intermetálicos, tais como FeAl 3 e Fe2 Al5, os quais diminuíram a ductilidade do material, tornando-o frágil. A figura 7 (pág. 50) mostra os resultados obtidos pela análise por espectroscopia de energia dispersiva (Energy Dispersive Spectroscopy, EDS) feita na linha de solda relativa ao corpo de prova obtido no primeiro experimento, na qual a camada superficial foi removida por lixamento.

Neste caso, uma vez que a camada de alumínio-silício não foi completamente removida, esses metais se fundiram, ocorrendo então a formação de compostos tais como FeAl3 e Fe2 Al5 na zona de solda, onde ocorreu a fusão do metal. A tabela 5 mostra os resultados das análises feitas por espectroscopia de energia dispersiva da zona de solda de acordo com o método de ablação adotado; neste caso, os valores negativos indicaram que não pôde ser constatada a presença de alumínio e silício. Isso pode explicar por que a presença do revestimento superficial afetou o limite de resistência e o alongamento determinados nos ensaios de tração. Embora o valor de alongamento tenha sido menor que o observado no metal-base, o limite de resistência atendeu aos requisitos mínimos para peças estampadas a quente na indústria automotiva (1.450 MPa). Os corpos de prova restantes exibiram valores inferiores de limite de resistência e de alongamento. Quanto ao local da ruptura, foram observadas trincas na zona termicamente

Fig. 8 – Distribuições de dureza Vickers nos corpos de prova, antes da têmpera em matriz, para os ensaios de n° 1 a 5.

afetada. Embora a linha de solda (onde ocorreu fusão de metal) e o metal-base tenham apresentado microestrutura martensítica, a dureza e resistência mecânica na zona termicamente afetada, que se situa na posição intermediária entre a linha de solda e o metalbase, se mostraram inferiores. Os corpos de prova do segundo experimento mostraram o melhor valor de limite de resistência, antes e depois da têmpera, devido à remoção das camadas superficiais em ambas as faces. Por sua vez, as propriedades mecânicas obtidas nos corpos de prova do quinto experimento, os quais foram soldados sem remoção da camada superficial, se mostraram inferiores

Medição de dureza e microestrutura

Antes de efetuar a medição de dureza, um corpo de prova com 20 mm foi cortado e embutido

Fig. 9 – Distribuição de dureza Vickers nos corpos de prova, após têmpera em matriz, para os ensaios de n° 2 e 5

usando-se resina e agente endurecedor. A superfície foi polida, sendo a dureza medida usando-se o ensaio de dureza Vickers. A carga utilizada foi igual a 1.000 g, sendo a dureza medida a intervalos regulares de 0,25 mm (250 micra).

 

Foi feita uma comparação entre os resultados obtidos nos corpos de prova do segundo e quinto experimentos, antes e depois da têmpera.

Conforme mostrado na figura 8 (pág. 53), os corpos de prova antes da têmpera mostraram resultados similares. Quanto à zona de solda, as faixas de dureza Vickers da microestrutura martensítica e a do metal-base foram iguais a 450 -550 HV e 180 -20 0 HV, respectivamente. Por sua vez, os corpos de prova após soldagem mostraram diferentes distribuições de durezas ao longo da zona de solda, conforme mostrado na figura 9.

Embora o corpo de prova obtido no segundo experimento, no qual ocorreu ablação a laser em ambas as faces, tenha apresentado distribuição de dureza uniforme, o corpo de prova extraído da zona de soldagem apresentou valores ligeiramente maiores de dureza em relação ao metal-base. No quinto experimento, a dureza da zona de solda do corpo de prova diminuiu para 250-300 HV. A figura 10 mostra imagens das microestruturas de corpos de prova geradas por microscopia eletrônica de varredura.

A figura 10 (a) revela transformação completa para martensita, enquanto a figura 10 (b) indica a presença tanto de ferrita como de martensita. Uma comparação entre as imagens presentes na figura 10 com os valores de limite de resistência mostrou que o aço ao boro precisa ser submetido à ablação a laser em ambas as faces antes de efetuar a soldagem.

Fig. 10 – Microestrutura da zona de soldagem após têmpera na matriz para os corpos de prova dos ensaios n° 2 e 5

Ensaio Erichsen

Ferramental e métodos de ensaio

O ensaio Erichsen é um ensaio padronizado para determinação das características de conformação de materiais, no qual uma chapa de aço é mantida presa por um prensa-chapas e submetida a embutimento pela aplicação de um punção.

A equação (2) mostra o cálculo do índice de Erichsen (EI%), o qual indica que as características de conformação do material são satisfatórias desde que a altura limite de domo do corpo de prova soldado atinja 70% do valor conseguido pelo metal-base. A figura 11 apresenta um diagrama da matriz e do punção usados no ensaio Erichsen, bem como fotografias da matriz e dos dispositivos usados nesse experimento:

O ensaio pode ser realizado sob temperaturas normais ou a quente. Neste último caso, é necessário instalar um cartucho de aquecimento para elevar a temperatura tanto da matriz como do punção, conforme mostra a figura 11. A tabela 6 (pág. 57) lista as condições em que os ensaios foram feitos. Foram ensaiadas chapas de metal-base com espessuras de 1,2 t e 1,6 t, sendo que ambas as faces do corpo de prova extraído do blanque soldado a laser (1,2 t +

Fig. 11 – Diagrama esquemático e foto do equipamento matriz e punção usados no ensaio Erichsen.

1,6 t) foram submetidas à ablação e soldagem a laser. Esses corpos de prova foram submetidos a ensaios de conformação sob temperatura normal e a quente. A temperatura da matriz nos ensaios a quente foi dividida em quatro grupos, uma vez que a estampagem a quente envolve a conformação e têmpera simultâneas de uma chapa de aço a 950°C. Diversos processos elevam a temperatura da matriz a qual, por sua vez, afeta as características de conformação e a resistência mecânica do produto, bem como o fluxo de água para refrigeração (energia). Portanto, neste experimento, a temperatura de conformação foi dividida em quatro diferentes condições para avaliar, de forma comparativa, as propriedades mecânicas com base na dureza dos corpos de prova e características de conformação.

Ensaio de conformação a quente

A figura 12 (pág. 58) mostra os resultados dos ensaios de conformação a quente em função das temperaturas aplicadas na matriz e no punção.

Os valores de altura de domo obtidos nos ensaios efetuados sob temperaturas ambiente (25°C) e 100°C não apresentaram nenhuma diferença significativa entre si, mas o valor dessa altura se elevou sob temperaturas superiores a 200°C. Além disso, o valor da carga sobre o punção diminuiu à medida que aumentou a temperatura da matriz, mas no caso da espessura 1,6 t o valor dessa carga cresceu à medida que se elevou a temperatura da matriz. Quando as temperaturas do punção e da matriz foram altas, a taxa de resfriamento do corpo de prova diminuiu, sendo o baixo valor da carga do punção então obtido atribuído à diminuição da curva tensão versus deformação

da chapa de aço ao boro sob temperaturas crescentes.

Os valores da altura de domo obtida no ensaio de conformação a quente foram decrescentes na seguinte ordem de chapas: 1,6 t, blanque soldado a laser, 1,2 t. Quanto ao índice de Erichsen, o valor do blanque soldado a laser correspondeu a 90% do obtido para a chapa com espessura 1,6 t, e de 105 a 110% para a chapa com 1,2 t, o que sugere que as características de conformação mostraramse satisfatórias, pois o valor desse índice foi superior a 70% do valor relativo obtido no ensaio de conformação a quente para o metal-base.

Dureza

Embora a carga tenha diminuído e a altura de domo aumentado à medida que se elevou a temperatura da matriz, a chapa de aço que foi submetida à conformação a frio também foi afetada, o que levou a uma deterioração das propriedades mecânicas. Portanto, após o processamento, foram efetuadas medições de dureza a certa distância a partir da junta soldada para se obter valores mais precisos para esse parâmetro. Caso o valor de dureza não atingisse o valor mínimo requerido para estampagem a quente, de até 450 HV, a chapa era considerada inadequada para uso em peças manufaturadas por esse processo. Portanto, este estudo conduziu um procedimento reverso, com base nos valores medidos de dureza, para analisar a faixa adequada de temperaturas de matriz a ser usada no processo de estampagem a quente. Quando as temperaturas do punção e da matriz foram altas, a taxa de resfriamento durante a têmpera do corpo de prova diminuiu e a microestrutura do material não se transformou plenamente em martensita. A figura 13 mostra a dureza Vickers de um corpo de prova submetido ao ensaio Erichsen. A dureza foi superior a 450 HV quando o ensaio de conformação foi conduzido sob temperatura ambiente (25°C) e a 100°C. Por outro lado, ao se elevar a temperatura a 200°C e 300°C, a dureza diminuiu para valores inferiores a 450 HV nas posições B, C, D e E. Assim, as temperaturas da matriz e do punção precisam ser mantidas abaixo de 200°C.

Conclusões

Este estudo preliminar teve o objetivo de melhorar a capacidade de absorção de impactos por meio da soldagem de chapas de aço ao boro com diferentes espessuras, eliminando as

Fig. 12 – Carga no punção e altura de domo obtidos por meio dos ensaios Erichsen a quente, em função da espessura da chapa e temperatura da matriz.

desvantagens decorrentes do baixo alongamento deste tipo de aço após processamento por estampagem a quente. Os resultados obtidos mostraram que a soldagem em chapas com superfície revestida de alumínio-silício provoca redução da resistência mecânica e da dureza da peça soldada. Também foram examinados aqui os efeitos da ablação a laser da camada superficial nos corpos de prova

Fig. 13 – Distribuição da dureza Vickers de acordo com a posição do corpo de provaFig. 13 – Distribuição da dureza Vickers de acordo com a posição do corpo de prova

soldados, sob cinco diferentes condições, tendo sido avaliadas suas propriedades mecânicas antes e depois da têmpera na matriz. Além disso, também foram examinadas as características da conformação e as condições adequadas para a temperatura da matriz por meio de ensaios Erichsen efetuados a quente. Assim, foram obtidos alguns resultados.

Do ponto de vista do limite de resistência dos corpos de prova antes da têmpera na matriz, os corpos de prova do segundo experimento, os quais apresentaram limite de resistência entre 500 e 600 MPa e alongamento entre 18 e 25%, atenderam aos requisitos especificados para o aço ao boro (22MnB5), enquanto os demais corpos de prova mostraram-se inadequados para peças estampadas a quente. Contudo, após a têmpera, o corpo de prova do segundo experimento, no qual ocorreu ablação do revestimento em ambas as faces, apresentou limite de escoamento de 1.451 MPa e alongamento igual a 3%.

Embora os valores de dureza Vickers medidos antes da têmpera na matriz tenham sido similares aos valores medidos após esse processo, os valores de dureza na junta soldada que foi submetida à ablação a laser do revestimento superficial em ambas as faces variaram na faixa entre 450 e 550 HV, enquanto o corpo de prova soldado sem a prévia ablação a laser do revestimento apresentou valores entre 250 e 350 HV. A microestrutura da zona soldada nos corpos de prova que sofreram ablação em ambas as faces se transformou totalmente em martensita, enquanto a microestrutura dos corpos de prova que não foram submetidos à ablação mostrou a presença tanto de ferrita como de martensita.

O índice Erichsen ( EI %) do corpo de prova na forma de blanque soldado a laser foi alto sob temperaturas superiores a 200°C, sendo os valores de altura de domo obtidos no ensaio de conformação a quente decrescentes dentro da sequência 1,6 t, blanque soldado a laser, 1,2 t. O valor do índice de Erichsen para o blanque soldado a laser correspondeu a 90% do valor obtido para o corpo de prova com espessura 1,6 t e a 105-110% do valor correspondente ao corpo de prova com 1,2 t, resultados que indicam características de conformação satisfatórias.

A dureza foi superior a 450 HV quando o ensaio foi conduzido sob temperaturas abaixo de 200°C. Com base nas informações obtidas nos ensaios de conformação a quente, a temperatura da matriz não pode exceder 200°C para que sejam mantidas as propriedades mecânicas adequadas para peças estampadas a quente, sendo mais apropriado aplicar temperaturas abaixo de 100°C.

Agradecimentos

Este estudo foi apoiado pelo Departamento de Recursos Humanos do Instituto Coreano de Tecnologia, Avaliação e Planejamento de Energia (Human Resources Development of the Korea Institute of Energy Technology Evaluation and Planning, KETEP), usando fundos do governo coreano por meio do Ministério da Economia do Conhecimento (Ministry of Knowledge Economy) e da Fundação Nacional de Pesquisa da Coreia (National Research Foundation of Korea, NRF) (Bolsa n° 2012-0001204).

Referências

1) Bae, G. H.; Huh, H.; Song, J. H.; Kim, S. H. Light-weight design with a simplified center-pillar model for improved crashworthiness. Transactions of the Korean Society of Automotive Engineers. 2006. v. 14. no. 6. p. 112–119.

2) Kim, H. G.; Son, H. S.; Park, S. H. Park. Development of thermal mechanical coupled simulation skills for hot press forming tool design. POSCO Technical Report. 2006. v. 9. n. 1. p. 117–125.

3) Kolleck, R.; Veit, R.; Merklein, M.; Lechler, J.; Geiger, M. Investigation on induction heating for hot stamping of boron alloyed steels. CIRP Annals — Manufacturing Technology. 2009. v. 58. n. 1. p. 275–278.

4) Kim, N. H.; Kang, C. G. The prediction of interfacial heat transfer coefficient according to contact time and pressure in forging and casting die materials for the hot press forming. Transactions of Materials Processing. 2010. v. 19, n. 6, p. 378–386.

5) Choi, H. S.; Lin, W. S.; Kang, C. G.; Kim, B. M. Kim. A local softening method for reducing die load and increasing service life in trimming of hot stamped part. Transactions of Materials Processing. 2011. v. 20. n. 6. p. 427–431.

6) Lee, J. S.; Chae, M. S.; Park, C. D.; Kim, Y. S. Mechanical and forming characteristics of high-strength boron-alloyed steel with hot forming. Transactions of Materials Processing. 2009. v. 18. n. 3. p. 236–244.

7) Kwon, K. Y.; Sin, B. S.; Kang, C. G. Effect of forming parameter on mechanical properties in hot bending process of boron steel sheet. Transactions of Materials Processing. 2010. v. 19. n. 4. p. 203–209.

8) Suh, Y. S.; Ji, M. W.; Lee, K. H.; Kim, Y. S. Application and verification of virtual manufacturing to hot press forming process with boron steel. Transactions of the Korean Society of Mechanical Engineers. 2010. v. 18. n. 2. p. 61–66. 9) Anand, D.; Chen, D. L.; Bhole, S. D.; Andreychuk, P.; Boudreau, G. Fatigue behavior of tailor (laser)-welded blanks for automotive applications. Materials Science and Engineering A. 2006. v. 420. n. 1-2. p. 199–207.

10) Padmanabhan, R.; Baptista, A. J.; Oliveira, M. C.; Menezes, L. F. Effect of anisotropy on the deep-drawing of mild steel and dual-phase steel tailor-welded blanks. Journal of Materials Processing Technology. 2007. v. 184. n.1–3. p. 288–293.

11) Kinsey, B.; Liu, Z.; Cao, J. Novel forming technology for tailorwelded blanks. Journal of Materials Processing Technology. 2000. v. 99. n. 1. p. 145–153.

12) Sharma, R.; Molian, P.; Peters, F. Geometric variability and surface finish of weld zones in Yb:YAG laser welded advanced high strength steels. Journal of Manufacturing Processes. 2010. v. 12. n. 2. p. 73–84.

13) Choi, H. S.; Kim, B. M.; Park, G. H.; Lim, W. S. Optimization of resistance spot weld condition for single lap joint of hot stamped 22MnB5 by taking heating temperature and heating time into consideration. Transactions of the Korean Society of Mechanical Engineers A. 2010. v. 34. n. 10. p. 1.367–1.375.

14) Choi, J. K.; Kim, J. G.; Shin, S. M.; Kim, C. H. Rhee, S. H. A study on laser welding caracteristics of 1.500 MPa grade ultra high strength steel for automotive application. Journal of the Korean Society of Logopedics and Phoniatrics. 2010. v. 13. n. 3. p. 19–26

15) An, Y. G.; Kang, C. Y.; Kim, Y. S.; Kim, C. H.; Han, T. K. Microstructure and hardness of DISK laser welded in Al-Si coated boron steel and Zn coated DP steel. Journal of the Korean Welding and Joining Society. 2011. v. 29. n. 1. p. 90–98.

16) Kim, C. H.; Choi, J. K.; Kang, M. J.; Park, Y. D. A study on the CO2 laser welding characteristics of high strength steel up to 1.500 MPa for automotive application. Journal of Achievements of Materials and Manufacturing Engineering. 2010. v. 39. n. 1. p. 79–86.

17) Ehling, W.; Cretteur, L.; Pic, A.; Vierstraete, R.; Yin, Q. Development of a laser decoating process for fully functional al-si coated press hardened steel laser welded blank solutions. In Proceedings of the 5th International WLT Conference. 2009. p. 409–413. Munich, Germany.

18) Moon, J. H.; Lee, M. S.; Kang, C. G. Mechanical characteristic evaluation of LWB boron steel by laser ablation variable of Al-Si coating layer. Transactions of the Korean Society of Automotive Engineers. 2011. v. 20. p. 540–547.


Mais Artigos CCM



Uma análise do desempenho de peças soldadas

O desempeno feito com chama é um processo efetivo para eliminar, por exemplo, contrações e abaulamentos em construções soldadas. A primeira parte deste trabalho descreve o princípio do desempeno com chama. Outros temas aqui tratados são o ajuste para se obter uma chama adequada, o tipo de aporte de calor e os equipamentos necessários para a execução do desempeno. A segunda parte, que será publicada na próxima edição, descreve a adequação dos materiais para este processo e fornece informações sobre os procedimentos corretos de trabalho.

01/12/2021


Modelamento para a conformação de chapas de aço com alta resistência – Parte 2

A previsão de falhas em componentes estruturais é essencial para viabilizar o projeto de peças industriais feitas a partir de chapas metálicas. Portanto, a previsão precisa dos danos que precedem as trincas permite o prolongamento dos limites de conformação pela estratégia de manufatura formulada com base nos resultados de simulações. O modelo apresentado na primeira parte deste trabalho (Corte e Conformação de Metais, edição 132, abril de 2016) foi aplicado para prever a ocorrência de trincas durante a estampagem profunda de uma peça usando matriz em formato de cruz, cuja capacidade foi demonstrada pela comparação de experimentos. A segunda parte deste trabalho trata da previsão de falhas devido à ocorrência de trincas.Foi observado em particular que a melhoria dos resultados da simulação em termos da previsão de falha pode ser atribuída ao fato de ter sido considerado o efeito dos estados de tensão de compressão sobre a evolução do dano. Em uma segunda aplicação foram analisados os limites de conformação num processo de dobramento ao ar usando o mesmo modelo de dano.

26/11/2021


Critérios de estampabilidade de chapas metálicas

Atualmente são realizados muitos testes para caracterizar as propriedades de chapas metálicas, tendo em vista que tais procedimentos podem auxiliar tanto profissionais como, por exemplo, o projetista de peças feitas a partir delas, como contribuir para que o desenvolvimento e a fabricação de um produto ocorram de forma otimizada e com o mínimo possível de defeitos na peça final. Entretanto, não existe um teste específico que possa fornecer todas as informações necessárias, sendo comumente empregados vários tipos de ensaios para a correta caracterização do processo de estampagem. --

12/11/2021