O uso de chapas de aço para a confecção de estruturas, peças etc. Requer o corte delas em partes menores para que, em seguida, sejam unidas a outros elementos por juntas mecânicas ou soldagem. Atualmente, existem diversos tipos de tecnologia para a execução de corte de aço como, por exemplo, tesouras, oxicorte, laser, plasma, jato de água, lança térmica, entre outros. Contudo, o processamento por meio desses causa modificações nas zonas próximas ao corte, alterando a rugosidade superficial e, ao se introduzir calor, ocorrem modificações na dureza e microestrutura do material processado. Isso faz com que surjam novas microestruturas; em muitos casos, os processos de corte introduzem ou modificam os perfis de tensões residuais nas zonas próximas à superfície de corte (1-5).

Para otimizar o uso do corte e, em particular, o seu desempenho posterior em aplicações em que ocorrerá fadiga (6-11), surge a dúvida: é preferível manter a borda de corte ou eliminá-la, por exemplo, por meio de retificação, como é especificado ou recomendado em algumas normas de construção? Por sua vez, o processo de eliminação da borda de corte também causa modificações nessa área.

Tais dúvidas fomentaram a proposição ao projeto europeu Hipercut, o qual possibilitou a análise dos resultados que podem ser obtidos pelas técnicas de corte. Foram estudadas chapas grossas de aço com espessura de 8 a 25 mm e resistência mecânica de S355M a S890Q. As tecnologias de corte analisadas foram arco de plasma, feixe de laser e oxicorte (oxiacetileno). Este artigo apresenta os resultados obtidos ao se utilizar a técnica de corte por plasma de um aço de alta resistência e baixa liga (ARBL) grau S460M.

Materiais e técnicas experimentais

Esse trabalho se restringe à caracterização da borda de corte de uma chapa de aço com 15 mm de espessura apresentando resistência mecânica intermediária (S460M ), processada por arco de plasma sob condições específicas para a espessura em questão. Os parâmetros de corte utilizados, tanto para o equipamento empregado (Hypertherm 260) como para a espessura de chapa, foram: velocidade de corte de 2,2 m/min, intensidade de corrente elétrica, distância entre a ponta do bocal e a chapa, além de pressão de oxigênio que foi usada durante o processo de corte. A partir da zona adjacente ao corte foram retiradas amostras para o estudo metalográfico, efetuadas medições de dureza e extraídos blanques para a usinagem de corpos de prova miniaturizados de tração. As amostras metalográficas foram revestidas com resina condutora de corrente elétrica (marca Condufast). A seguir, a superfície a ser analisada foi lixada com papel abrasivo de SiC até a grana #1.200 e polida com pasta diamantada de granulometria de 0,6 microns até obter acabamento espelhado. As amostras polidas foram atacadas com Nital a 2% durante 15 s, limpas com álcool etílico e desumificadas por ar aquecido anteriormente à observação por microscópio óptico (Leica MEF-4).

Os perfis de dureza foram determinados usando-se um durômetro Leco M-400-G2, dotado de ponta piramidal Vickers. As endentações foram feitas com carga de 4,93 N (0,5 kg).

Os corpos de prova miniaturizados de tração foram extraídos por eletroerosão a fio (Wire Electro

Fig. 1 – Extração de quatro prismas (para retirada dos corpos de prova miniaturizados para ensaio de tração) por eletroerosão a fio na zona central do corte

Discharge Machining – WEDM).

Foram recortados quatro prismas, em formato de “osso”, a partir da superfície de corte, cujo eixo era perpendicular à superfície do mesmo. Estes prismas estavam situados na metade da espessura da chapa, ou seja, na zona central da altura de corte, como mostra a figura 1. Os prismas foram subdivididos em lâminas com 300 mícrons de espessura, mantendo-se uma distância entre os cortes também de 300 mícrons, o que elimina o fio usado no corte (figura 2). Os cortes iniciais de cada bloco foram distanciados em 150 mícrons dos blocos, de forma que se obteve uma resolução de 150 mícrons nas profundidades ou distâncias até a borda de corte. Como mostram as figuras 1 e 2, os corpos de prova miniaturizados apresentam orien-

Fig. 2 – Separação em lâminas de um dos prismas para se obter os corpos de prova miniaturizados para ensaio de tração

tação longitudinal (L) e suas faces são paralelas à borda de corte.

De acordo com a bibliografia (12), o corte feito por eletroerosão a fio causa tensões residuais que afetam o material até uma profundidade de aproximadamente 80 mícrons. Com o objetivo de eliminar, tanto quanto possível, os efeitos desse processo, foram removidos cerca de 50 mícrons de cada face do corpo de prova de tração miniaturizado. Esse procedimento consistiu em polimento com lixa à base de SiC com grana #1.200 seguido de espelhamento com pasta diamantada com granulometria de 6 mícrons, num pano de veludo. Os corpos de prova não se moveram durante o polimento (efetuado em máquina fabricada pela Struers), que foi executado de forma a proporcionar um padrão de polimento longitudinal paralelo à futura direção de carga. A espessura final nominal dos corpos de prova miniaturizados foi de 200 mícrons, sendo o valor real medido posteriormente.

Excepcionalmente no caso do primeiro corpo de prova miniaturizado, ou seja, aquele que continha a superfície da borda de corte, não ocorreu a eliminação de material por polimento – ele foi conservado. Este primeiro corpo de prova de tração miniaturizado teve somente o seu lado interno polido.

Neste caso, o polimento foi duas vezes mais severo, removendo 100 mícrons de material da face interior, para que a espessura final se aproximasse dos 200 mícrons. A figura 3 (pág. 32) mostra um corpo de prova de tração miniaturizado. Suas dimensões nominais são: 20 mm de comprimento, 5 mm de largura (2,5 mm de largura e 3 mm de comprimento na seção reduzida) e 0,2 mm de espessura.

Para se obter medições precisas de deformação, cada corpo de prova foi instrumentado com uma fita extensométrica (HBM 1-LY-11-3/120) com 5% de deformação máxima, conforme mostra a figura 3. Foi usado um amplificador San-Ei para registrar os estiramentos dessa fita. Os ensaios de tração foram realizados sob velocidade de deslocamento das garras igual a 0,1 mm/ min. Para deformações superiores a 5% foram utilizados os registros de posição do pistão, a partir da correlação entre a posição da garra e as medidas anteriores da fita extensométrica. A carga suportada por essa fita foi mensurada em um ensaio independente, em razão da deformação de engenharia.

Os ensaios de tração foram realizados em uma máquina eletromecânica (Instron Mini 44). Este equipamento dispunha de uma célula de carga com capacidade de ±500 N. Os extremos dos corpos de prova miniaturizados foram introduzidos nas ranhuras usinadas localizadas nos extremos de dois parafusos. Essas ranhuras possuíam 300 mícrons de espessura. As extremidades dos corpos de prova foram coladas usando-se um adesivo à base de cianoacrilato (Loctite).

Foi utilizado um equipamento de difração de raios-X para a medição das tensões residuais na superfície da borda de corte da chapa com 15 mm de espessura, tanto na direção longitudinal como através da espessura. Foram cortadas amostras em forma de paralelepípedo, medindo 8 x 10 x 35 mm, por eletroerosão a fio, na metade da espessura da chapa. Estes cupons foram limpos usando-se uma solução de 500 mm3 de ácido clorídrico e 500 mm3 de água destilada durante 20 minutos sob temperatura ambiente. A medição

Fig. 3 – Corpo de prova miniaturizado para ensaio de tração, instrumentado com uma fita extensométrica.

foi realizada com um difratômetro Philips (X’Pert), tendo sido adotados os seguintes parâmetros: material de anodo Cr (Kα2 igual a 2,2936663 Ǻ); voltagem, 40 kV; corrente, 40 mA; faixa de varredura 2 Φ, 144,1 a 166,0° (0,3°/passo); faixa de varredura ψ, -60,00 a 60,00° (7,76°/passo); e tempo por passo, 12,05 s. As camadas finas foram removidas por polimento eletrolítico, o que possibilitou a medição das tensões residuais remanescentes. Foi usado ácido perclórico com 10% de etanol como meio eletrolítico, sob voltagem de 14 V. Este procedimento, seguido de difração de raios-X, foi repetido quatro vezes até que fosse obtida uma profundidade de 700 mícrons, medida a partir da superfície de corte. Posteriormente, as tensões observadas foram submetidas à desconvolução matemática executada por meio de software, para determinar as tensões residuais que realmente existiam antes da eliminação das camadas superficiais.

Resultados

Metalografia

A figura 4 mostra a seção metalográfica (já atacada) da zona afetada pelo corte. Pode-se observar um arredondamento na zona superior (entrada do arco) do corte e uma redução da espessura (de 2 mm). A zona afetada pelo corte é muito fina em comparação com as obtidas por outros procedimentos de corte com menor densidade de energia como, por exemplo, oxicorte (13). O lado de saída mostra uma extensão da zona afetada pelo corte muito similar à observada no lado de entrada e no centro da espessura da borda de corte. A exemplo do processo de soldagem, o calor gerado durante o corte transforma a fase e o crescimento do tamanho de grão do material da matriz subadjacente, conforme mostra a figura 5 (pág. 34). É possível observar camadas de martensita e bainita na região mais próxima à borda de corte. A uma distância de aproximadamente 200 mícrons da borda de corte também nota-se a presença de ferrita poligonal. A aproximadamente 400 mícrons os grãos de ferrita são maiores e, além de 600 mícrons, se observa perlita e grãos ainda maiores de ferrita poligonal. Esta última microestrutura corresponde ao material-base, não afetado pelo corte – no caso, um aço hipoeu-

Fig. 4 – Micrografia óptica da zona afetada pelo corte, atacada com Nital a 2%. Pode-se visualizar as endentações feitas pelo ensaio de dureza Vickers.

tetóide, com bandas de perlita e ferrita.

Microdureza

A figura 6 (pág. 35) mostra os perfis de dureza Vickers medidos sob carga de 0,5 kg (HV05) determinados na parte superior, a 0,5 mm e 2,5 mm da superfície superior da chapa, na metade da espessura, e na parte inferior, a 0,5 mm e 2,5 mm acima da superfície inferior da chapa da borda de corte, em razão da distância a partir dela. Com o objetivo de obter perfis de dureza altamente detalhados, foram realizadas endentações com carga de 0,5 kg (4,91 N) em detrimento das habituais executadas com carga de 1 kg (9,81 N). As endentações de 0,5 kg são menores e podem se situar mais próximas umas das outras e da superfície do corte. Para cada valor de altura, foram feitas três linhas de endentações, com deslocamento entre elas, com o propósito de caracterizar, com maior detalhamento, a evolução da dureza na zona afetada pelo corte.

As medições de microdureza proporcionaram resultados muito

Fig. 5 – Detalhe das microestruturas próximas à borda cortada por plasma

similares nas partes superior, média e inferior da seção cortada. Isto corresponde a uma zona afetada por corte muito uniforme, como mostra a figura 4 (pág. 32). O efeito do corte por plasma desapareceu a uma distância inferior a 0,6 mm da borda de corte, tanto em sua zona superior como na média, e também na inferior. A norma técnica europeia EN 1090 -2 (14) postula um limite de 380 kg/mm2

Fig. 6 – Perfis de dureza em relação à distância a partir do corte

para a dureza Vickers da borda depois da área do corte. Os valores de microdureza medidos na região próxima à superfície superaram ligeiramente esse limite dentro de uma fina camada com profundidade de aproximadamente 350 mícrons. Note-se que a norma EM 1090-2 (14) específica dureza Vickers medida com carga de 1 kg, enquanto os resultados aqui apresentados foram determinados sob uma carga de 0,5 kg. O problema associado a uma superfície de corte muito dura é a possibilidade de surgimento de trincas nos processos posteriores de dobramento da peça em questão. Foram realizados

Fig. 7 – Corpo de prova miniaturizado fraturado após ensaio de tração. Pode-se observar a estricção e a fratura dúctil.

ensaios de dobramento da chapa em que o raio de dobra foi igual a duas vezes a sua espessura. Todos os corpos de prova obtiveram dobra de 180o sem trincar, incluindo os que apresentavam toda a superfície da borda de corte no lado submetido à tensão.

Ensaios de tração

A figura 7 mostra uma fratura dúctil causada pelo ensaio de tração, típica de um corpo de prova miniaturizado, após a ocorrência

Fig. 8 – Curvas de tensão versus deformação em função da distância até o corte por plasma

de estricção. A figura 8 mostra o resumo dos resultados obtidos nos ensaios de tração. A tensão de engenharia foi plotada ao longo da deformação (de engenharia), tendo sido geradas curvas em função da distância até o corte feito por plasma, a partir de corpos de prova miniaturizados extraídos do centro da espessura de corte. Pode-se observar que, quanto mais próximo ao corte estava o corpo de prova, maiores foram os parâmetros de resistência mecânica e menor foi a ductilidade. As curvas de tensão versus deformação se estabilizaram a uma distância de aproximadamente 1.000 mícrons. Esta situação apresentou concordância com os resultados das medidas de microdureza feitas no centro da borda do corte.

A figura 9 representa a evolução dos parâmetros mecânicos de resistência (limite de escoamento, limite de resistência etc.) em relação à distância até o corte feito por plasma, obtida a partir de corpos de prova miniaturizados extraídos da metade da espessura do corte.

A figura 10 (pág. 38) mostra a evolução do alongamento uniforme (até a estricção), do alongamento total e do coeficiente de encruamento em razão da distância até o corte feito por plasma; da mesma forma, esses valores foram obtidos a partir de corpos de prova situados no centro da espessura do corte.

Tensões residuais

A figura 11 (pág. 39) mostra as tensões residuais na direção longitudinal (L) e através da espessura (T) obtidas a partir das análises de difração por raios-X e depois de sua desconvolução.

O corte a plasma gera altas tensões de compressão sobre a superfície do corte nas duas direções mencionadas. Essa região submetida à compressão residual se estende até uma distância de aproximadamente 700 mícrons no material adjacente situado abaixo do corte. Os valores das tensões de compressão são da mesma ordem do limite de escoamento do material e podem influenciar significativamente o comportamento de fadiga das bordas de corte (por exemplo, elas podem atrasar a nucleação de trincas e, dessa forma, aumentar a vida útil do material sob solicitações de fadiga), ainda que isso dependa de outros parâmetros, tais como a rugosidade da superfície e as características microestruturais das zonas adjacentes ao corte. Atualmente, ensaios de fadiga de corpos de prova com bordas cortadas por plasma estão sendo realizados visando à comparação do comportamento desses em relação ao das peças processadas por oxicorte.

Fig. 9 – Evolução dos parâmetros de resistência mecânica em função da distância a partir do corte

Conclusões

A zona afetada pelo corte gerada pelo arco de plasma é bastante fina e uniforme através de toda a espessura do corte, ou seja, 800 mícrons. Esses resultados apresentaram concordância com as observações metalográficas e as medições de microdureza.

A dureza na superfície da borda de corte pode ser ligeiramente superior ao limite especificado pela norma técnica EN 1090-2 (14), mas a chapa utilizada no experimento obteve dobra de 180° sem o aparecimento de trincas. Foram obtidas curvas de escoamento (tensão versus deformação) de diferentes lâminas extraídas a partir de diferentes profundidades abaixo do corte. Elas foram determinadas a partir de ensaios de tração feitos com corpos de prova miniaturizados, os quais foram extraídos por eletroerosão a fio, e instrumentados com fitas extensométricas.

Os limites de escoamento e de resistência variaram conforme a distância a partir do corte. Nas regiões mais próximas ao corte,

Fig. 10 – Evolução do alongamento e do coeficiente de encruamento em função da distância a partir da borda do corte feito com plasma

foram obtidos valores que podem ser, aproximadamente, 100% maiores que os apresentados pelo material-base.

Quanto maior foi a resistência mecânica, menores foram a ductilidade e resiliência. Obviamente, seus valores estão relacionados às microestruturas formadas na zona afetada pelo corte.

O corte a plasma causou altas tensões residuais de compressão até profundidades de aproximadamente 700 mícrons. Tais tensões são benéficas no caso de estruturas submetidas a solicitações por cargas mecânicas alternadas.

Fig. 11 – Distribuição das tensões residuais em função da distância de corte

Agradecimentos

Os autores agradecem o financiamento concedido pela União Europeia, por intermédio do projeto Hipercut (RFSC-CT-2012-00027).

Referências

1)D. J. T omas ; Characterisation of steel cut edges for improved fatigue property data estimations and enhanced CAE durability. Ph.D. Thesis. Swansea University, UK (2011).

2) BS EN ISO 9013; 2002, Thermal Cutting – Classification of thermal cuts  Geometrical products specification and quality tolerances (2004).

3) The Steel Construction Institute, Guidance Notes on best practice in steel bridge construction. P185, Fifth issue, Steel Bridge Group (2010).

4) I. Kirkpatrick; Variety of cutting processes spoil fabricators for choice. Welding & Metal Fabrication 62, 5 (1994) 11-12.

5) M. Avila; Which Metal-Cutting Process Is Best for Your Application. Welding Journal (Oct. 2012) 32-36.

6) F. Goldber ; Influence of thermal cutting and its quality on the fatigue strength of steel. Welding Journal 52, 9 (1973) 392-404.

7) R. Plecki, R. Yeske, C. Alstetter and F. V. Lawrence Jr.; Fatigue resistance of oxygen cut steel. Welding Journal 56, 8 (1977) 225-230.

8) N. -J. H o, F. V. L awrence and C. J. Alstetter, The fatigue resistance of plasma-and oxygen-cut steel. Welding Research Supplement (Nov. 1981) 231- 236.

9) E. Piraprez ; Fatigue strength of flame-cut plates, Fatigue of Steel and Concrete Structures. IABSE Reports 37. Zurich, Switzerland (1982) 23-26.

10) W. E. Wood ; Heat-Affected Zone Studies of Thermally cut Structural Steels. US Department of Transportation Federal Highway Administration Report FHWA-RD-93 O15 (Dec. 1994).

11)  I. K aufmann, W. Schonherr and C. M. Sonsino; Fatigue strength of highstrength fine-grained structural steel in the flame cut condition. Schweissen u. Schneiden 3 (1995) E46-E51.

12)  V. García Navas, I. Ferreres, J. A. Marañon, C. Garcia-Rosales, J. Gil Sevillano ; Electro-discharge machining (EDM) versus hard turning and grinding – Comparison of residual stresses and surface integrity generated in AISI O1 tool steel. J. of Mater. Process. Techn. (2007).

13)  A. Martín-M eizoso, J. A ldazabal , J. L. Pedrejón, S. Moreno; Caracterización de la Zona Afectada por un Oxicorte. Anales de Mecánica de la Fractura 31 (2014) 595-600.

14)  European Standard: EN 1090- 2:2011+A1, Execution of steel structures and aluminium structures. Part 2. Technical requirements for steel structures. Oct. 2011.


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