Nos últimos anos, para atender a necessidade de economia de energia e a obtenção de melhor desempenho contra colisões, a estampagem a quente de aços com ultra alta resistência mecânica (UHSS, ultra-high strength steels), como o 22MnB5, passou a ser amplamente utilizada na fabricação de componentes automotivos (1). Os automóveis feitos com tais componentes consomem menos combustível e possuem maior nível de segurança. No processo de estampagem a quente, um blanque no estado austenítico é conformado e temperado de forma simultânea usando-se ferramental específico, de forma que a microestrutura final do componente seja martensítica. O ponto chave do processo está na capacidade de resfriamento do ferramental dotado de sistemas de refrigeração. Durante a produção em série, a temperatura do ferramental deve estar abaixo dos 200oC para que seja possível a fabricação de componentes com limite de resistência de aproximadamente 1.500 MPa (2,3). Dessa forma, é importante extrair o calor de forma eficiente a partir da peça conformada a quente por meio de um projeto otimizado dos sistemas de refrigeração, o qual não pode afetar não só a taxa de resfriamento e a resistência mecânica dos componentes fabricados, como também a vida útil do ferramental e a eficiência da produção.

Fig. 1 – Curvas de escoamento do aço 22MnB5 sob diferentes temperaturas e sob taxas de deformação de (a) 0.005 s−1 e (b) 0.5 s−1

Até o momento alguns poucos estudos foram conduzidos sobre o projeto de sistemas de refrigeração de ferramental para estampagem a quente. Contudo, o efeito do estado do fluido sobre a capacidade global de resfriamento do ferramental de estampagem a quente foi considerado em poucos trabalhos, embora ele seja crucial em projetos que incluam dutos com formato complexo. Em Schieck et al. e Kolleck et al. (4,5), todos os três conceitos de sistema de refrigeração foram detalhadamente introduzidos: canais de refrigeração perfurados, construção segmentada, estrutura em casca e canais de refrigeração fundidos no local. As vantagens e desvantagens da simulação termo-fluido foram comparadas para estudos adicionais. Em Li et al. (3), a distribuição de temperaturas das matrizes e o retorno elástico de uma peça em formato de “U” estampada a quente foram analisados pelo método de modelamento acoplado baseado no programa computacional Abaqus/Explícito e no programa Fluent. O processo de concepção do sistema de refrigeração não foi mostrado e a deformação térmica do ferramental e dos dutos de refrigeração não foi investigada. Em outros trabalhos (6-8), os parâmetros geométricos dos dutos de refrigeração perfurados foram projetados com auxílio de simulação térmica e de um algoritmo evolucionário (evolutionary algorithm, EA).

O sistema de refrigeração projetado foi exposto de forma geral. No modelo, a água de refrigeração foi apresentada na forma de um coeficiente de transferência de calor na interface (IHTC ou interface heat transfer coefficient) sobre a parede dos dutos. O efeito do fluxo turbulento sobre o desempenho de resfriamento do ferramental não podia ser considerado. Em outros estudos (9,10 ), foi introduzido um sistema de estrutura de casca. A influência da velocidade da água de refrigeração e o formato das colunas sobre o fluxo de calor entre a matriz e o punção foram analisados por meio de uma simulação termo-fluido, enquanto a interação térmica entre a peça sob processamento e o ferramental não foi considerada. Em Lei et al.(11), as influências da pressão-tempo de espera e da velocidade de fluido sobre o efeito de resfriamento das matrizes de estampagem a quente foram investigadas por uma simulação termo-fluido e então verificadas por meio de experimentos. Neste trabalho não foi estudado o processo de concepção dos sistemas de refrigeração. Em Tan (12), foi investigado o efeito de resfriamento de um ferramental para a estampagem a quente de uma coluna “B” por um sistema de resfriamento fundido no local usando -se uma simulação sólida simples. A taxa de resfriamento da peça sob processamento foi superior a 30oC/s, de forma que a capacidade de resfriamento do ferramental foi bem dimensionada.

Neste trabalho foi introduzido um novo método de simulação com acoplamento termo-fluido-mecânico baseado na interface de acoplamento com código paralelo em malha (MpCCI, Mesh-based Parallel Code Coupling Interface). O sistema de refrigeração no ferramental de estampagem a quente foi inicialmente concebido com base nesse método. A seguir foi analisado o efeito de refrigeração do ferramental, o qual foi verificado por meio de resultados experimentais. Subsequentemente foi investigada a deformação do ferramental e dos dutos de refrigeração durante a estampagem a quente.

Método de acoplamento para a estampagem a quente por meio da interface com código paralelo baseada em malha

Em sua forma tradicional, o modelamento termomecânico é um método efetivo para a simulação da estampagem a quente. Nele, a interação térmica entre a água de refrigeração e a matriz é igual ao coeficiente de transferência de calor na interface (IHTC ou interface heat transfer coefficient). É difícil determinar uma distribuição real de temperaturas no duto de refrigeração quando suas geometrias são complexas, uma vez que o estado do fluido não está bem distribuído. Dessa forma, deve-se considerar a simulação acoplada do tipo fluido-sólido.

A interface de acoplamento com código paralelo baseada em malha, desenvolvida no Instituto Fraunhofer para Algoritmos e Computação Científica (Fraunhofer-Institut für Algorithmen und Wissenschaftliches Rechnen, SCAI), é um programa computacional externo. Ele estabelece uma plataforma para a troca de dados entre dois diferentes programas computacionais baseados no método de elementos finitos na região acoplada, tais como incrementos de tempo, coordenadas nodais, temperaturas e coeficientes de transferência de calor na interface (13). Dessa forma, a interface de acoplamento com código paralelo baseada em malha viabiliza a simulação termo-fluido-mecânica da estampagem a quente. As simulações termomecânica e termo-fluido são executadas simultaneamente nos programas computacionais Abaquse Fluent. O papel da interface de acoplamento com código paralelo baseada em malha é viabilizar a troca de dados térmicos sobre a parede acoplada dos dutos, tais como temperatura da parede e coeficiente de transferência de calor na interface, entre esses dois programas.

O modelo de acoplamento de múltiplos campos para o projeto do sistema de refrigeração

Características do aço 22MnB5, do aço para matriz H13 e da água para refrigeração

Na indústria automotiva, o aço temperável 22MnB5 é um típico material de ultra alta resistência mecânica usado no processo de estampagem a quente. Foi selecionada para este estudo uma chapa de aço 22MnB5 com espessura de 2 mm fabricada pela Bao Steel. Suas propriedades mecânicas foram determinadas usando-se uma máquina de ensaios mecânicos Gleeble-3500. Os ensaios foram executados sob diferentes valores de temperaturas e taxas de deformação. O método de ensaio seguiu o procedimento descrito em outros trabalhos (14,15). As curvas de tensão versus deformação sob diferentes temperaturas, desde 600 até 800oC, e sob taxas de deformação de 0,005 até 0,5 s-1, estão apresentadas na figura 1 (pág. 47). A densidade do aço 22MnB5 é igual a 7.830 kg/m3 e seu coeficiente de expansão térmica é igual a 1,3 x 10-5 K-1. Outras propriedades termomecânicas desse material, tais como módulo

Fig. 2 – Diagrama esquemático do ferramental usado na estampagem a quente e parâmetros geométricos para o projeto do sistema de refrigeração

de elasticidade, razão de Poisson, condutividade térmica e calor específico, encontram-se listadas na tabela 1(16) (pág. 48).

O aço H13, que é amplamente usado como material de ferramental para conformação a quente, foi escolhido como material da matriz usada neste trabalho. Suas propriedades termomecânicas estão listadas a seguir: densidade de 7.800 kg/m3, módulo de elasticidade de 210 GPa, razão de Poisson de 0,28, condutividade térmica de 28,4 W/m.oC e calor específico de 560 J/kg. Seus valores de expansão térmica encontram-se mostrados na tabela 2 (17) (pág. 48).

Foi usada água como meio de refrigeração. Suas propriedades estão descritas a seguir: densidade, 988,2 kg /m3; viscosidade, 0,001 Pa⋅s; condutividade térmica, 0,6 W/m⋅°C; calor específico, 4.182 J/kg.

Modelos do ferramental, blanque e fluido

Levando-se em conta a eficiência computacional, em primeiro lugar foram modelados o ferramental para estampagem a quente para uma peça em formato de “U”, tendo sido feita uma análise de acoplamento transiente termo-fluido pela interface de acoplamento com código paralelo baseada em malha. Dessa forma, o sistema de refrigeração pode ser projetado rapidamente. O modelo projetado adotou o conceito de dutos de refrigeração perfurados (4). As dimensões do ferramental (punção, matriz e prensa-chapas) e a peça estampada a quente encontram-se mostradas na figura 2. Foi construído um modelo simétrico. Os valores do raio do perfil do punção e da matriz foram iguais a 8 e 10 mm, respectivamente. A profundidade de embutimento foi de 20 mm. Os dutos para refrigeração constituem um importante fator de influência para o efeito de resfriamento proporcionado pelo ferramental (8). Eles podem estar dispostos dentro de uma distância adequada a partir da peça estampada a quente, considerando-se a eficiência de refrigeração e a resistência mecânica do ferramental (4). Nesse trabalho, parâmetros geométricos, tais como a distância entre as superfícies da matriz e os dutos de refrigeração (H) e a distância entre os dutos de refrigeração (S) e seu diâmetro (D) (figura 2) foram considerados críticos para o projeto do sistema de refrigeração. A peça conformada a quente apresentou formato de “U”. O calor latente da peça sob processamento não foi levado em conta. A fase de execução ocorreu em seis ciclos ao longo de 60 segundos.

Os modelos baseados no método de elementos finitos para o ferramental, a peça e o sistema de refrigeração encontram -se presentes na figura 3 (pág. 50). Foi aplicada uma malha com elementos sólidos hexagonais com oito nós sobre o ferramental e a peça usando o programa computacional Abaqus. O tamanho mínimo de elemento foi igual a 2 mm. O coe

Fig. 3 – Modelos de elementos finitos do ferramental, da peça e do sistema de refrigeração com base na interface de acoplamento com código paralelo baseada em malha: (a) modelos, e (b) fluxograma da simulação.

ficiente de transferência de calor por convecção para o ambiente foi igual a 30 W/m2⋅°C. Foi aplicada uma malha com elementos sólidos hexagonais com 8 nós sobre o modelo para o sistema de refrigeração pelo programa computacional Gambit. Nesse caso, o tamanho mínimo de elemento foi igual a 1 mm. A velocidade da água na entrada dos tubos foi igual a 1 m/s, de forma tal que ocorreu estado de turbulência no interior dos dutos. Tanto a temperatura do ambiente como a do ferramental foram iguais a 27°C.

A temperatura inicial da água para refrigeração também foi de 27°C. O coeficiente de transferência de calor na interface entre a peça sob processamento e o ferramental foi definido devido à temperatura da peça estampada a quente e da pressão. Ele pode ser determinado pelo método inverso (18-21).  A curva do coeficiente de transferência de calor na interface, limitada pela condição experimental (figura 1, pág. 47) foi obtida sob pressão fixa de 40 MPa. O resultado determinado para esse parâmetro está próximo do observado em outro trabalho (3), sendo os dados desta última referência usados na simulação termo-fluido-mecânica.

Somente foi considerado o processo de têmpera no ferramental fechado, enquanto o processo de conformação propriamente dito não foi levado em conta, já que sua duração é muito curta (de um a dois segundos). A temperatura da peça estampada a quente foi igual a 850°C (8). Seis ciclos da fase de têmpera foram simulados para replicar os ciclos térmicos do ferramental e da peça sob processamento na produção sob condições práticas. Conforme é mostrado nas figuras 3(a) e 3(b) (pág. 50), a interface de acoplamento com código paralelo baseada em malha foi usada para efetuar a troca dos dados necessários entre o modelo sólido no programa computacional Abaqus e o modelo de fluido no programa Fluent. Tais dados, como coeficientes de transferência de calor na interface entre a água e os dutos, bem como a temperatura do fluido refrigerante, são necessários para efetuar a simulação térmica no Abaqus. Esses dados são calculados pelo modelo no programa Fluent e então transferidos à parede do duto (face do elemento) no Abaqus pela interface de acoplamento com código paralelo baseada em malha. Por sua vez, o modelo no Abaqus fornece os resultados necessários ou os dados usados pela simulação termo-fluido no Fluent, tais como o intervalo de temperatura e a temperatura das paredes dos dutos. Os procedimentos de acoplamento ocorrem da maneira

Fig. 4 – Coeficiente de transferência de calor na interface versus temperatura da peça sob processamento sob pressão de contato de 40 MPa

descrita a seguir. Inicialmente, a simulação termo-fluida transiente é executada pelo programa Fluent. Os resultados dos coeficientes de transferência de calor na interface sobre a parede do duto são transferidos ao programa Abaqus pela interface de acoplamento com código paralelo baseada em malha. A seguir, é executada a simulação térmica transiente pelo mesmo programa. Alguns dados, tais como a temperatura da parede do duto, são mandados para o programa Fluent para a simulação do próximo intervalo de tempo. Assim, de forma alternada, as duas simulações são executadas até que todas as fases de têmpera estejam completas.

Resultados e discussão

Projeto do sistema de refrigeração

A taxa de resfriamento da peça sob processamento e a distribuição de temperaturas do ferramental são os parâmetros determinados com maior cuidado, uma vez que as propriedades e microestrutura da peça estampada a quente, bem como a vida útil do ferramental, dependem da evolução de temperatura. Neste trabalho foram analisadas as dimensões e localização dos dutos de refrigeração para o projeto do sistema de refrigeração.

Após seis ciclos, o campo de temperaturas na peça sob processamento atinge o estado estacionário. Pode-se observar a partir da figura 5 (pág. 52) que a taxa de resfriamento da peça sob processamento é maior que a taxa crítica de 30°C/s (1) e varia ao longo da seção da peça. Isso ocorre devido ao alto coeficiente de transferência de calor na interface entre o ferramental e a peça sob processamento, e entre a peça sob processamento e o ferramental e a água de refrigeração. A taxa de resfriamento na parte inferior (posições 1, 2 e 3) é maior que no filete da matriz (posição 4), porque a parte inferior da peça sob processamento é resfriada tanto pelo punção como pela matriz (17).

Tanto a taxa de resfriamento na posição 1 (imediatamente abaixo dos dutos) e na posição 2 (abaixo do vão dos dutos) são as mesmas, o que significa que o desempenho de resfriamento do ferramental é uniforme. Portanto, a peça estampada a quente finalmente pode apresentar propriedades uniformes.

(1) Influência da distância entre os dutos de resfriamento e a superfície do ferramental (“H”) sobre a evolução da temperatura da peça sob processamento e o ferramental

A figura 6 (pág. 53) mostra o efeito da distância entre os dutos e a superfície do ferramental (a distância “H”) sobre a evolução de temperatura da peça sob processamento e o ferramental. A figura 6(a) mostra que a taxa de resfriamento da peça sob processamento se torna maior à medida que diminui a distância. Dessa forma, a peça sob processamento quente é resfriada mais rapidamente quando os dutos estão localizados de forma mais próxima das superfícies do ferramental. A figura 6(b) mostra o ciclo térmico do punção e da matriz. A temperatura máxima se torna menor com a diminuição da distância “H”. Isso ocorre porque o calor do ferramental pode ser dissipado de forma mais rápida quando a água

Fig. 5 - Evolução da temperatura da peça sob processamento durante as fases de têmpera

de refrigeração encontra-se mais próxima da peça sob processamento. Para uma distância de 8 mm, a temperatura do ferramental pode estar em torno de 200°C.

(2) Influência da distância entre os dutos (“S”) sobre a evolução de temperatura da peça sob processamento e do ferramental

A figura 7 (pág. 54) mostra o efeito da distância entre os dutos (a distância “S”) sobre a evolução de temperatura da peça sob processamento e o ferramental. Na figura 7(a), a taxa de resfriamento da peça se torna maior quando a distância entre os dutos diminui desde 10 para 6 mm, uma vez que um maior número de dutos pode ser perfurado no ferramental. Contudo, assim que a distância “S” se torna menor que 8 mm, a capacidade de resfriamento do ferramental não pode ser aumentada e a taxa de resfriamento da peça cresce pouco. As curvas de temperatura do ferramental mostram tendência similar (figura 7(b)). O ferramental com poucos dutos é mais aquecido e, portanto, pode ser efetivamente resfriado mantendo-se uma distância adequada entre os dutos de refrigeração, tal como 8 mm, considerando tanto a eficiência do resfriamento como a resistência mecânica do ferramental.

 

Fig. 6 – Evolução de temperatura sob diferentes valores de distância entre as superficies do ferramental e a peça sob processamento (H)

(3) Influência do diâmetro do duto (“D”) sobre a evolução de temperatura da peça sob processamento e do ferramental

A figura 8 (pág. 54) mostra o efeito do diâmetro dos dutos (“D”) sobre a evolução de temperatura da peça e do ferramental. Os resultados mostram que as curvas de evolução de temperatura ao longo do tempo para peças sob processamento com dutos apresentando diferentes diâmetros são similares. Os ciclos térmicos do ferramental com diferentes valores de diâmetro de duto também são muito próximos uns dos outros. Na figura 9 (pág. 55) é mostrada a razão por trás do pequeno efeito do diâmetro do duto. Embora a descarga total dos dutos com maior diâmetro seja superior, um número maior de dutos de resfriamento com menor diâmetro pode ser incluído no ferramental, o que significa que há mais zonas efetivas de resfriamento na parte inferior dos dutos (22). Além disso, o estado turbulento da água de resfriamento em dutos menores é mais intenso, de forma que se obtém um coeficiente interfacial de transferência de calor um pouco maior sobre a parede. Consequentemente, o desempenho global de resfriamento dos dutos com menor diâmetro (8 mm) é tão efetivo quanto os que apresentam maior diâmetro (10 mm).

Deformação térmica do ferramental com o sistema projetado de resfriamento

Com base nos resultados mencionados e levando-se em consideração a dificuldade para usinar os canais perfurados, as grandezas “D”, “H” e “S” foram designadas como sendo parâmetros geométricos, todos iguais a 8 mm, de forma a obter uma distribuição uniforme de temperatura e para manter a resistência mecânica do ferramental. Foram então confeccionados o ferramental para estampagem a quente de uma peça em forma de caixa (figura 10, pág. 56). Foram inseridos termopares nesse ferramental, os quais ficaram localizados 4 mm além do contorno submetido à carga mecânica.

A figura 11 (pág. 56) apresenta o modelo baseado no método de elementos finitos para a análise acoplada termo-fluido-mecânica. Foi construído um modelo sólido simétrico com elementos sólidos hexagonais com 8 nós usando-se o programa computacional Abaqus. O tamanho inicial do blanque foi de 240 x 170 x 2 mm (comprimento x largura x espessura).

 

Fig. 7 – Evolução de temperatura sob diferentes distâncias entre os dutos (S)

O modelo correspondente para o sistema / água de refrigeração foi construído utililizando o programa Fluent, no qual se assumiu tamanho do elemento sendo igual a 1 mm. A simulação termomecânica e a termo-fluida foram feitas usando-se os programas Abaqus e Fluent, respectivamente, e usou-se a interface de acoplamento com código paralelo baseada em malha para efetuar o intercâmbio de dados térmicos entre esses dois modelos. A temperatura inicial da peça sob estampagem a quente foi igual a 850°C. A velocidade da água de refrigeração foi igual a 1 m/s. A fase de conformação foi considerada para que se pudesse analisar a deformação do ferramental de estampagem a quente dotado de dutos de refrigeração. Os valores dos coeficientes de transferência de calor na interface para diferentes valores de pressão que foram usados na simulação termo-fluido-mecânica para a análise da deformação do ferramental foram obtidos em outro trabalho (3).

A figura 12 (pág. 57) mostra os resultados experimentais e os calculados pelo método de elementos finitos para a peça sob processamento e para o ferramental. Pode ser visto na figura 12(a) que os resultados calculados para a temperatura da peça sob conformação foram consistentes com os resultados experimentais. Foi determinada uma taxa média de resfriamento de 217°C/s, a

Fig. 8 – Evolução de temperatura sob diferentes valores de diâmetro de dutos (D)

Fig. 9 – Zonas de refrigeração dos dutos com diâmetros de 8 mm e 10 mm (H igual a 8 mm e S igual a 10 mm)

qual é mais alta que o valor crítico correspondente ao aço 22MnB5. Conforme se encontra mostrado nas figuras 4(a) e 15(b), a razão para esse alto valor de taxa de resfriamento é o fato de que tanto o coeficiente de transferência de calor na interface entre a peça sob processamento e o ferramental, como o existente entre o ferramental e a água, foram muito altos, de forma que o calor existente na peça foi rapidamente absorvido pelo ferramental e dissipado pela água de refrigeração. Pode-se prever que a transformação martensítica terminará rapidamente e que a resistência mecânica das peças automotivas será muito alta sob tal condição de resfriamento. Isso prova que o projeto de punção/matriz dotada de sistema de refrigeração é confiável.

A figura 12(b) apresenta uma comparação entre os valores de temperatura do ferramental obtidos numericamente e os determinados experimentalmente. Pode-se observar a partir daí que tanto as curvas geradas pela simulação como as relativas aos dados medidos apresentaram tendência similar. O valor máximo de temperatura é alcançado em poucos segundos (entre 4 e 6 segundos), valor menor que o da temperatura requerida de 200°C, devido ao alto valor do coeficiente de transferência de calor na interface que ocorre sobre a parede do duto de refrigeração. O ferramental aquecido é rapidamente resfriado, de forma que se pode garantir a ele uma longa vida útil e um desempenho efetivo de resfriamento. O desvio de temperatura é da ordem de 15°C e o ponto em que ocorreu máxima temperatura aconteceu mais tarde nos dados experimentais que nos resultados obtidos pelo método de elementos finitos. Isso devido ao uso de termopares cilíndricos nos experimentos, os quais foram inseridos em orifícios feitos no ferramental. No fundo desses orifícios os cilindros contendo os termopares entram em contato com o ferramental. Dessa forma é medida uma temperatura local média ao redor dessa região. Outra razão provável para essa discrepância pode estar no fato de terem sido usados valores constantes das propriedades térmicas do ferramental dentro da simulação.

Neste trabalho foi escolhido o punção para ilustrar a deformação do ferramental. A distribuição de temperaturas e a deformação térmica do punção estão mostradas na figura 13 (pág. 57). A figura 13(a) mostra que o punção é aquecido principalmente na área coberta pela peça sob processamento aquecida. Ao redor do canto do punção a temperatura máxima situou-se em torno de 300°C, enquanto as temperaturas das outras áreas do punção mantiveram-se baixas. Consequentemente, na área aquecida, o punção se expandiu nas direções longitudinal e da largura, enquanto as outras regiões frias do ferramental apresentaram pequena deformação. A deformação térmica facilmente leva ao desgaste do canto arredondado do ferramental.

A figura 14 (pág. 58) apresenta a deformação e a distribuição de tensões nos dutos de refrigeração. Os resultados presentes nas figuras 14 (a) e 14 (b) mostram que os dutos próximos à região inferior do

Fig. 10 - Sistema de refrigeração projetado no ferramental usado no experimento sobre estampagem a quente

punção ficaram distorcidos na direção longitudinal e na direção da largura. Essa distorção coincide com a deformação do punção e é causada pela sua expansão. Pode-se observar na figura 14(c) que os valores máximos de tensão encontram-se localizados ao redor do canto direito agudo dos dutos (posição 2), próximo à região convexa do punção. Também ocorrem altos valores de tensão no duto próximo à metade do punção (posição 4) e na entrada (posição 1). Mas as tensões são menores no canto esquerdo dos dutos (posição 3). A temperatura ao longo do duto é distribuída de maneira não uniforme. No canto do duto (posições 2 e 3), a temperatura é maior devido ao menor valor do coeficiente de transferência de calor na interface próxima ao canto (mostrado na figura 15(b), pág. 58).

Pode-se observar, por meio da comparação dos valores de tensão e de temperatura ao longo do duto, que a razão das altas tensões no duto encontra-se não apenas na deformação térmica devido à diferença de temperaturas na parede do duto, mas também na distorção do duto causada pela expansão do punção. Por exemplo, os valores de tensão são maiores nas posições 1 e 4, onde a temperatura é menor.

A concentração de tensão nos dutos de refrigeração perfurados é prejudicial. Durante a produção em série a vida do ferramental de estampagem a quente será reduzida devido à fadiga termomecânica causada por esse problema. Uma maneira de evitar a concentração de tensões consiste em fabricar o ferramental para estampagem a quente pelo método de fundição no local ou de estrutura em casca. Dessa forma, os cantos dos dutos de refrigeração podem ser configurados de maneira mais suave, removendo-se a concentração de tensões. Conforme mostrado nas figuras 15(a) e 15(b), as condições

Fig. 11 - Modelos de elementos finitos para a peça em formato de caixa considerada nos experimentos com base na interface de acoplamento com código paralelo baseada em malha

Fig. 12 – Resultados experimentais e calculados pelo método de elementos finitos para a evolução de temperatura da peça sob processamento e do ferramental

do fluxo de água exercem efeito direto sobre a refrigeração do ferramental. A velocidade da água aumenta em 120% quando ela flui através dos dutos de refrigeração. A velocidade máxima de fluxo foi igual a 2,20 m/s no fundo do duto, enquanto ela mostrou-se muito baixa no canto direito (posição 2), onde assumiu valores da ordem de 0,5 m/s. Na região do fundo o fluxo apresenta características turbulentas, o que indica que nesse local ocorre um coeficiente de transferência de calor na interface maior que no canto. Uma alta velocidade de refrigeração é boa para o resfriamento do ferramental e a eficiência da produção. Por outro lado, a temperatura da água no canto (posição 2) se tornará maior devido à sua menor velocidade de fluxo. Isso constitui o chamado “ponto quente”, o qual reduz o desempenho de refrigeração do ferramental no canto arredondado e que pode causar facilmente o trincamento dos dutos. Esse problema também pode ser suprimido usando-se o método de fundição no local ou o método de estrutura em casca.

Fig. 13 – Distribuição de temperatura e deformação térmica do punção (com aumento de 50 vezes)

Conclusões

Foi introduzido neste trabalho um novo método de modelamento envolvendo múltiplos campos, inclusive o do fluido, para projetar sistemas de refrigeração para ferramental de estampagem a quente, e também para analisar o desempenho de resfriamento e características de deformação do ferramental. A seguir estão listadas as principais contribuições deste trabalho e as conclusões que puderam ser elaboradas: (1) Foram deduzidos os parâmetros do sistema de refrigeração, tais como o diâmetro dos dutos, distância entre eles e entre os dutos e as superfícies do ferramental. A taxa de resfriamento da peça sob processamento foi maior e a temperatura do ferramental foi menor quando os dutos de refrigeração encontravam-se localizados mais próximos da superfície do ferramental.

(2) O efeito refrigerante sobre o ferramental e sobre a peça sob processamento também é melhorado quando mais dutos são incluídos no ferramental, uma vez que, neste caso, a distância entre os dutos é menor. A evolução do resfriamento na peça sob processamento e no ferramental é similar quando o diâmetro do duto passa de 6 para 10 mm.

(3) A evolução de temperatura resultante do modelo baseado no método de elementos finitos apresentou boa concordância com os resultados experimentais. A taxa de resfriamento da peça durante a estampagem a quente foi igual a 217°C/s, valor superior à taxa crítica necessária para obter a transformação martensítica no aço 22MnB5. A temperatura máxima do ferramental foi inferior a 100°C. Dessa forma, o desempenho de resfriamento do ferramental para estampagem a quente dotado desse sistema de resfriamento atendeu aos requisitos da produção sob condições práticas.

(4) A expansão térmica ocorreu principalmente na zona aquecida do ferramental. Isso levou à distorção dos dutos de refrigeração e à concentração de tensões em alguns cantos retangulares dos dutos. Tal problema pode ser evitado usando-se o método de fundição no local ou o método de estrutura em casca na manufatura do ferramental para estampagem a quente.

(5) A velocidade da água para refrigeração aumentou significativamente, em 1,2 vez, quando ela fluiu através dos dutos inferiores, sendo que o efeito de refrigeração do ferramental foi melhorado nesta área. Por sua vez, a água fluiu lentamente nos cantos dos dutos de refrigeração, criando “pontos quentes” que podem afetar o desempenho da refrigeração e a vida útil do ferramental para estampagem a quente.

Fig. 14 – Deformação e distribuição de tensões nos dutos de refrigeração

Conflito de interesses

Os autores declaram que não houve conflito de interesses relacionado com a publicação deste trabalho.

Fig. 15 – Distribuições de valores de velocidade e de coeficiente de transferência de calor na interface ao longo dos dutos

Agradecimentos

Este trabalho foi financiado pela Fundação Nacional de Ciências Naturais da China (bolsa de número 51034009). Os autores agradecem este apoio.

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Arcos defletidos e seu potencial de aplicação na brasagem de chapas de aço galvanizadas

Foi investigada a estabilidade da fixação do arco por meio de oscilação magnética como parte de um projeto patrocinado pela Associação dos Grupos de Trabalho em Pesquisa Industrial da Alemanha. Para alcançar esse objetivo, foi desenvolvida e testada uma nova tocha TIG para demonstração, dotada de refrigeração especial, cobertura ajustada de gás para proteção e um módulo para permitir uma rápida oscilação magnética do arco. Neste estudo também são apresentados vários métodos de diagnóstico para a caracterização da deflexão do arco e do aporte de energia para a peça sob processamento. Somente com auxílio do procedimento do anodo dividido foi possível quantificar a deflexão exata do arco e do aporte de energia. A avaliação óptica do arco não se revelou adequada para a previsão desse parâmetro na peça sob soldagem. Foi possível destacar o potencial de melhoria promovido em cordões de brasagem em flanges de chapas de aço galvanizado pela utilização do arco oscilado magneticamente em comparação com o processo convencional de soldagem com eletrodo de tungstênio sob gás inerte (TIG).

20/09/2021


Como evoluem a força e a espessura de um copo de aço IF no processo de embutimento profundo

O embutimento profundo é um dos mais importantes processos de conformação. Neste trabalho foi analisada a evolução da força em função do deslocamento do punção e da variação da espessura ao longo da altura do copo, por meio de experiências e de simulação numérica. Foi construído um ferramental com prensa-chapa fixo para realizar o embutimento de um copo cilíndrico, utilizando um blanque de 100 mm de diâmetro, de aço IF, com espessura nominal de 1,78 mm. A parte numérica foi conduzida utilizando o método dos elementos finitos por meio de um aplicativo, 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 – semelhante ao processo de trefilação. Os resultados numérico-computacionais são comparados aos experimentais a fim de validar o modelo numérico proposto

20/09/2021


Processo alternativo prepara superfície de chapas de cobre para a colagem

Superfícies metálicas – por exemplo, de cobre – oxidam-se quando expostas à atmosfera. De acordo com o tipo e densidade da camada de óxido, ela atua como barreira contra o ingresso adicional do oxigênio do ar e protege o metal puro localizado abaixo da frente de oxidação. Dependendo das estruturas dessas camadas de óxido, outras substâncias, tais como óleos, graxas, ceras, sais etc., podem se depositar sobre esta camada ou se incorporar a ela. Na tecnologia de união adesiva, é necessário que a superfície esteja limpa, ou seja, isenta, tanto quanto possível, de carbono, graxas ou óleos, para viabilizar a confecção de juntas por adesão duráveis e de alta qualidade. Por isso, é imperativo tratar a superfície antes da união adesiva. Por outro lado, uma camada de óxido uniforme, fina e firmemente aderente promoverá a formação da junta adesiva. Ao contrário do que ocorre com a influência dos óxidos sobre superfícies de alumínio, ainda não foram conduzidas investigações mais precisas sobre esse tópico no caso do cobre. Assim, a adequabilidade do tratamento a arco como pré-tratamento de cobre antes da confecção de uniões adesivas foi estudada neste trabalho.

31/08/2021