Distorções dimensionais – Parte IV: Distorções inevitáveis

Distorções dimensionais – Parte IV: Distorções inevitáveis

Nos capítulos II e III, foram discutidas as diferentes causas de Distorções Dimensionais Evitáveis, ou, pelo menos, controláveis no processo de tratamento térmico de têmpera dos aços. Neste capítulo, introduzimos o tema das distorções inevitáveis, ou seja, que não podem ser eliminadas, e, consequentemente, levando ao fato de que, qualquer que seja a técnica de tratamento térmico, ou os cuidados que sejam tomados, “…sempre haverá Distorção Dimensional no processo de Têmpera…”.

As distorções dimensionais inevitáveis podem ser classificadas, conforme visto no capitulo I, como segue abaixo na Fig. 1.

Apesar de não poderem ser eliminadas, as Distorções Inevitáveis podem e devem ser estudadas, de maneira a permitir o tratamento térmico, sem inviabilizar a fabricação do componente. Há diferentes formas de “contornar” o problema, reduzindo os seus efeitos, seja por meio de correções posteriores, seja com alterações de projeto anteriores à etapa de tratamento térmico. É o que veremos a seguir.

Em abcissas, temos a temperatura em cada ponto, e em ordenadas a variação dimensional proporcional correspondente dada pela variação do coeficiente de expansão térmica linear.

Exemplificando, supondo que o corpo de prova submetido à condição do gráfico da Fig. 2 tenha 0,1 m de comprimento, à temperatura de 730°C (ponto B), temos uma expansão:

• do gráfico, à 730°C temos o coeficiente de expansão térmico linear de alfa = 18 µm/m.K;

• Lo = 0,1 m

• T = 730°C = 1003 K

• Delta L = Lo.alfa.DT

• Delta L = 0,1 x 18 x 10-6 x 1003 = 1805 x 10-6 m ou 1,8 mm de variação dimensional (no comprimento).

Cada um dos pontos indicados na figura está descrito na Tabela 1, juntamente à temperatura e variação dimensional ocorrida em relação ao estado inicial.

Do ponto (A) até o ponto (B), durante o aquecimento observamos uma expansão praticamente linear, de 1,8 mm no total, confirmando a conhecida equação da expansão térmica linear:

L = Lo x (1 + alfa x Delta T)

Onde:

L = comprimento final em m

Lo = comprimento inicial em m

alfa = coeficiente de expansão térmico linear em µm/m.K

Delta T = variação da temperatura em K

Do ponto de vista físico, a expansão ocorre devido ao aumento da agitação entre os átomos constituintes do aço em questão, aumentando o espaçamento atômico à medida que aumenta a temperatura. Da mesma forma, ocorre uma contração à medida que o aço esfria.

Assim, caso não houvesse nenhum outro fato interveniente, não deveria haver uma distorção líquida resultante entre o início e o fim do experimento, aqui mostrada pela diferença entre os pontos (A) e (F), totalizando uma distorção líquida de 0,2 mm, no sentido da expansão, uma vez que a temperatura final é a mesma do início.

Entretanto, em muitos materiais de engenharia, e particularmente nos aços, ocorrem alterações alotrópicas (mudanças de fase), cada uma das quais ocupa no espaço um volume distinto. Em outras palavras, quando ocorre uma mudança de fases, há, consequentemente, uma alteração no volume ocupado, gerando uma distorção dimensional, que, obviamente, é irreversível enquanto a nova fase estiver presente.

Assim, no nosso exemplo temos a sequência de eventos conforme a Tabela 2, que mostra dois fatores fundamentais que levam à Distorção Dimensional Líquida, após o tratamento térmico de têmpera: o Fator Térmico, e o Fator Metalúrgico (transformação de fase).

Uma vez que ambos os fatores são de natureza da Física da matéria, não há como evitá-los e sempre que houver a aplicação de um tratamento térmico de têmpera, particularmente sobre um aço, haverá, necessariamente, uma distorção dimensional associada.

Distorções Inevitáveis – O Fator Térmico

Como já visto, a expansão/contração da matéria ocorre naturalmente, devido à agitação dos átomos, que varia segundo a temperatura. Assim, no aquecimento, com o aumento da temperatura, teremos uma expansão associada, enquanto que durante o resfriamento, teremos uma contração.

Cada tipo de material tem seu próprio Coeficiente de Expansão Térmico Linear. A Tabela 3 ilustra o valor do coeficiente para alguns tipos de aço mais comuns.

O conhecimento do fenômeno de expansão linear dos aços em função da temperatura tem um interesse particular na indústria, pois permite calcular a “montagem” de sistemas eixo-furo, muito úteis para aplicações na construção de máquinas.

Entretanto, é importante notar que os valores dados pela tabela são lineares, ou seja, quando se deseja calcular variações de superfície ou mesmo de área, os coeficientes devem ser corrigidos de acordo com a relação:

alfa = ß/2 = gama/3

Onde:

alfa = coeficiente de dilatação térmica linear

ß = coeficiente de dilatação térmica superficial

gama = coeficiente de dilatação térmica volumétrica

Exemplo: Qual a temperatura para a qual devemos aquecer um anel de aço SAE 4340 de diâmetro interno de 300 mm para que seja montado nele um eixo de diâmetro de 301 mm? (Fig. 3)

Solução: O anel deverá dilatar pelo menos de 1,2 mm para permitir montagem do eixo. A equação para calcular a dilatação do anel é:

S=So x (1 + ß x Delta T) => DS/So = ß.Delta T (1)

S = área da superfície interna do anel final

So = área da superfície interna do anel inicial

ß = coeficiente de dilatação térmico superficial = 2 x alfa = 2 x 14.5 µm/m.K = 29.0 µm/m.K

Delta T = T (final) – T (inicial) (assumindo temperatura ambiente)

T (final) é a temperatura desejada.

Calculando:

S = P x d2/4 = 3.14 x (0,3012)2 / 4 = 0,0712 m2

So = P x do2/4 = 3.14 x (0,300)2 / 4 = 0,0706 m2

Delta S/So =(0.0712 – 0.0706)/0.0706 = 0.0085

Substituindo na equação (1):

0.0085 = 29 x 10-6 x (T(final) – 293) =>=> T(final) = 586,10 K => T (final) = 313°C

Assim, o anel deverá ser aquecido à temperatura mínima de 313°C, para que possa expandir até 301,2 mm de diâmetro interno, permitindo o encaixe do eixo (que tem 301 mm). Na prática, o mecânico acaba procurando temperaturas mais elevadas, mas o valor encontrado deve ser considerado um mínimo necessário para a montagem.

A expansão térmica (ou contração), em princípio é homogênea e deve acontecer na mesma intensidade, desde que a temperatura atingida seja a mesma em toda a extensão da peça.

Considerando que a expansão/contração por efeito térmico gera campos de tensões no aço em questão, igualmente, estes campos de tensões deveriam ser homogêneos, uma vez que o efeito térmico deveria ser homogêneo.

Entretanto, na prática, há uma série de fatores que interferem no processo de expansão/contração, gerando heterogeneidades nos campos de tensões e, consequentemente, na intensidade da expansão.

Assim, uma série de variáveis que intervem no processo de expansão/contração do aço durante o tratamento térmico, as quais não podem ser plenamente controladas pelo tratador, é uma das responsáveis pela inevitabilidade do seu efeito final, a saber, a Distorção Dimensional.

Efeito da Geometria

O efeito da geometria sobre a distorção dimensional causada pelo Efeito Térmico está relacionado com a heterogeneidade com que a peça sofre aquecimento/resfriamento. Isso vale tanto para diferenças de massa entre pontos da peça (Fig. 4 ), como para as diferenças sempre presentes entre superfície e núcleo (Fig. 5).

No pino da Fig. 4, a grande diferença de massas vai gerar intenso campo de tensões, principalmente durante o resfriamento, uma vez que a parte mais fina resfria numa velocidade maior que a parte grossa.

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Na Fig. 5, ilustra-se esquematicamente as diferenças entre superfície e núcleo, indicando a diferença de temperaturas S/N, e o consequente surgimento do campo de tensões. Aqui está considerado também a componente metalúrgica (transformação de fase). A linha tracejada no interior da peça representa uma imaginária separação entre superfície e núcleo.

Temos na figura:

(A) Peça completamente austenitizada à temperatura de 800°C homogeneamente expandida em relação ao estado inicial;

(B) Após 1,0 seg. de imersão em água, a superfície contrai a uma velocidade maior que o núcleo. Nessa situação, a superfície induz tensões de compressão no núcleo. Por ação/reação, o núcleo induz tensões de tração na superfície;

(C) Após 5,0 seg. de imersão, a superfície está à 80°C, iniciando a transformação de fase em martensita. A superfície expande, “puxando” o núcleo, ou seja, gerando tensões de tração no núcleo, que responde gerando tensões de compressão na superfície. Na região de separação S/N, linha tracejada, há tendência de “separação” entre as partes. Se houver alguma descontinuidade geométrica (rasgos de chaveta, riscos de usinagem) nessa região, há potencial risco de trincas;

(D) À 25 segundos de imersão, a superfície já atingiu a temperatura ambiente, estando fria, imóvel e dura (pois já transformou-se em martensita). O núcleo inicia sua expansão por transformação martensítica, “empurrando” a superfície. Há formação de campos de compressão na superfície e tração no núcleo;

Mesmo desconsiderando a componente da transformação metalúrgica na Fig. 5, se imaginarmos a mesma sequência de eventos em uma peça real que, em geral, soma diferenças de massa, descontinuidades geométricas e diferenças intensas entre núcleo e superfície, nota-se que os campos de tensões heterogêneos gerados na peça durante o resfriamento causarão distorções dimensionais, as quais não podem ser evitadas.

Na Fig. 6, um corpo de prova de diâmetro 4” é temperado em água, a partir de 850°C. No gráfico superior, a curva C indica a temperatura do núcleo, e a curva S, a superfície. A curva inferior esquerda indica a evolução das tensões térmicas na superfície (curva S) e no núcleo (curva S-). A curva (C-), tracejada, indica a resultante de tensões residuais entre as curvas S e S-.

A diferença de temperaturas entre superfície e núcleo atinge o máximo no tempo “w”, da ordem de 550°C, gerando uma contração térmica linear de 0,6%, correspondendo a uma tensão de intensidade aproximada de 1200 MPA. No tempo “w” a superfície fica submetida a uma tensão de tração de máxima intensidade “a”, enquanto o núcleo atinge o valor “b”. A resultante deste estado de tensões diferenciado entre superfície e núcleo é representada na curva C, indicando no mesmo tempo “w”, a tensão compressiva “c”.

A curva inferior direita indica a evolução das tensões residuais entre núcleo (C) e a superfície (S) resultantes do resfriamento. Note que, de fato, o núcleo fica submetido a tensões de tração, enquanto que a superfície fica à compressão. Este é um fato importante, pois, se consideradas apenas estas condições (desconsiderando as tensões que surgem devido às transformações de natureza metalúrgica), tensões de compressão na superfície são uma dádiva, pois não induzirão propagação de trincas.

Um ponto interessante a notar na curva inferior esquerda é o ponto correspondente ao tempo “u”. Note que há um equilíbrio entre as tensões, “zerando” a resultante. Significa, então, que existe uma combinação tempo/temperatura tal que as tensões residuais têm valor zero, o que seria extremamente conveniente do ponto de vista do fabricante das peças que vão ser temperadas. Bastaria que o profissional de tratamentos térmicos soubesse, sempre, qual seria esta combinação tempo/temperatura, e a aplicasse, interrompendo o tratamento térmico nesse ponto.

Infelizmente essa prática não é possível devido a:

a. O resfriamento continua além do ponto “u”. Mesmo que houvesse a interrupção do tratamento em si neste ponto, em algum momento a peça teria de continuar o seu resfriamento até a temperatura ambiente, portanto gerando novas tensões residuais, as quais poderiam ter sua intensidade reduzida, bastando para isso aplicar uma baixíssima velocidade de resfriamento;

b. Os gráficos acima não consideram as transformações de natureza metalúrgica, as quais, atuando em sentido contrário ao efeito térmico (expansão durante o resfriamento), tem grande efeito nas tensões resultantes alterando o resultado final;

c. A determinação do tempo “u” é extremamente dificultada devido à geometria dos componentes mecânicos na prática. Lembrando que a curva foi levantada medindo-se a temperatura na superfície e no núcleo, não seria possível determinar uma única curva para peças com diferenças de massa (por menores que sejam), nem tampouco encontrar um único tempo para todas as regiões da peça.

Conclui-se nesse ponto que a própria geometria da peça é uma variável fundamental para a questão das distorções dimensionais inevitáveis.

Efeito do Meio de Resfriamento na Têmpera

A relação entre a tensão residual que surge durante ciclos térmicos aplicados a peças metálicas obedece à seguinte equação:

st = E . alfa . Delta T

Onde:

st = tensão térmica

E = módulo de elasticidade (Young)

alfa = coeficiente de dilatação térmico linear

Delta T = variação da temperatura em K.

Ou seja, há uma relação direta entre o gradiente de temperaturas (DT) e a intensidade da tensão residual. O gradiente de temperatura, particularmente considerando a diferença entre superfície e núcleo, é fortemente influenciada, no resfriamento, pelo MEIO utilizado para resfriamento. Grossman [1] determinou um fator, denominado H, que define a Severidade de Têmpera, calculando-a para diferentes meios de resfriamento, dentre os mais utilizados na indústria do tratamento térmico. A Tabela 4 traz estes valores para a Salmoura (solução de água e sais), água, óleo e sais fundidos, e ar. Quanto maior o fator H, mais a velocidade de extração de calor, e portanto, maior a intensidade das tensões residuais e, consequentemente, da distorção inevitável final.

A influência deste fator é ilustrada na Fig. 7, para corpo de prova denominado NAVY C, comparando os efeitos de diferentes meios de têmpera, tanto nas propriedades mecânicas (dureza) após têmpera, como em relação as distorções dimensionais. Os valores já consideram o efeito da transformação metalúrgica.

Uma observação importante é que, mesmo para igual tipo de meio de têmpera, há importantes variações no fator H em função da agitação do meio e também da composição. No caso de óleos, por exemplo, a introdução de aditivos para os mais diferentes fins altera profundamente o valor do coeficiente H.

Bastante notável, na Fig. 7, é a enorme diferença nos valores de distorções dimensionais encontradas quando comparamos a água com os óleos. Por exemplo, na dimensão A a diferença é de praticamente 6 vezes. Outro ponto de fundamental importância é a diferença entre os óleos. Enquanto a diferença entre as distorções dimensionais encontradas não é de grande relevância, há uma grande diferença de durezas (o ensaio foi conduzido com diversos corpos de prova) com o óleo convencional apresentando uma variação (na comparação entre diversos corpos de prova) muito maior que para o óleo rápido. Do ponto de vista de projeto, tanto da peça, como do tratamento térmico, a melhor escolha recai sobre o óleo rápido, enquanto a água é descartada de imediato. Daqui se conclui que a escolha do aço é de fundamental importância, pois a sua seleção deve ser baseada não somente na propriedade mecânica desejada, como também na sua temperabilidade, que definirá quão severo terá de ser o meio de têmpera. Para um aço que só pode atingir as durezas indicadas por meio de têmpera em água, haverá, como consequência natural, uma grande variação dimensional após o processo.

Conclusão

A influência do Fator Térmico nas Distorções Dimensionais Inevitáveis deve ser sempre considerada pelo projetista de maneira a reduzi-la a um mínimo sempre que possível. Igualmente não deve ser negligenciado o risco de trincas, particularmente nas regiões mais frágeis da peça, lembrando que as tensões residuais originadas no ciclo térmico sempre irão se concentrar, primeiro, nas suas áreas mais delgadas.

Como dito, não há como evitar completamente o seu efeito, mas o conhecimento básico dos mecanismos atuantes é de fundamental importância para o projetista e/ou o profissional de tratamento térmico, fazendo a diferença entre viabilizar ou não o componente em questão.

No Capítulo V, encerrando este texto, discutiremos o Fator Metalurgico, completando o tema “Distorções Inevitáveis”.

Referências

1. METALS HANDBOOK, 10th edition, Vol. 4, ASM, 1991, USA;
2. YOSHIDA, Shun, Distorções Dimensionais no Tratamentos Térmicos dos Aços Ferramenta, Curso de Tratamentos Térmicos Bodycote Brasimet, 2006.;
3. METALS HANDBOOK, 10th edition, Vol. 1, ASM, 1991, USA;
4. MEI, Paulo R., e COSTA E SILVA, André Luiz V. da, Aços e Ligas Especiais, 3ª. ed., Ed. Blucher.

 

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