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MINISTÉRIO DA EDUCAÇÃO
UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO GRANDE DO SUL
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
DESENVOLVIMENTO INTEGRADO DE PRODUTO PARA FORJAMENTO
por
Fabiano da Silva Brites
Dissertação para obtenção do Título de
Mestre em Engenharia
Porto Alegre, 18 de dezembro de 2009.
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DESENVOLVIMENTO INTEGRADO DE PRODUTO PARA FORJAMENTO
por
Fabiano da Silva Brites
Engenheiro Mecânico
Dissertação submetida ao Corpo Docente do Programa de Pós-Graduação em
Engenharia Mecânica, PROMEC, da Escola de Engenharia da Universidade Federal do Rio
Grande do Sul, como parte dos requisitos necessários para a obtenção do Título de
Mestre em Engenharia
Área de Concentração: Processos de Fabricação
Orientador: Prof. Dr. Joyson Luiz Pacheco
Aprovada por:
Prof. Dr. Carlos Alberto Mendes Moraes – UNISINOS
Prof. Dr. Carlos Alexandre dos Santos – PUCRS
Prof. Dr. Rafael Antônio Comparsi Laranja – DEMEC/UFRGS
Prof. Dr. José Antônio Esmério Mazzaferro – PROMEC/UFRGS
Prof. Dr. Horácio Antônio Vielmo
Coordenador do PROMEC/UFRGS
Porto Alegre, 18 de dezembro de 2009.
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iii
DEDICATÓRIA
À minha esposa Itanara da Silva Barbosa pela compreensão, paciência e apoio
durante toda a realização deste trabalho.
Ao meu pai Jamil Antônio Brites e ao meu irmão Jamil Silva Brites, que sempre me
apoiaram e me incentivaram a buscar meus objetivos.
In memória de Nerci Pinto da Silva, minha mãe, que me deu a vida.
iii
iv
AGRADECIMENTOS
Ao professor Dr. Joyson Luiz Pacheco pela orientação, amizade e confiança durante
o desenvolvimento desse trabalho.
Ao professor Dr. Sandro Griza pelo apoio, amizade, e pelas valiosas contribuições a
respeito do processo de forjamento.
Aos colegas de mestrado, Eng
a
. Rafaela Priscila Fernandes e ao Eng. Sandro Dias
Vieira pelo exemplo de caráter e sincera amizade.
Ao Srs. Ivo, Adriano e Joanir, e a Srta. Kaisy, da empresa Forjamix, por toda
atenção, confiança e colaboração no desenvolvimento da parte experimental deste trabalho.
Ao acadêmico em engenharia Jean Beppler da Pontifícia Universidade Católica do
Rio Grande do Sul (PUCRS), por toda ajuda e auxílio com as simulações numérico-
computacionais.
Aos colegas da Universidade Federal do Rio Grande do Sul (UFRGS), pelo apoio,
amizade e significativa colaboração na busca de alternativas para as simulações numérico-
computacionais.
Ao Eng. Joubert Rosa e ao Eng. Roberto Mentz da empresa GKN Driveline, ao Eng.
Jaques Araripe Suris e ao Eng. Diego Brum Gendelsky da empresa Maxiforja, e ao Eng.
Cristiano Vargas Macedo, bem como, ao Eng. Sandro Mello da empresa Dana, que
oportunizaram visitas técnicas nessas empresas, com o objetivo de ampliar os conhecimentos a
respeito do processo de forjamento.
Aos colegas e amigos da empresa Thyssenkrupp Elevadores S/A e da Universidade
Federal do Rio Grande do Sul (UFRGS), bem como, ao professores da Universidade do Vale do
Rio dos Sinos (UNISINOS), que com grande entusiasmo torceram pela conclusão desse trabalho.
Ao professor Dr. Mustafa Güden, do İzmir Institute of Technology da Turquia, ao
Eng. Umut Ince da empresa Norm Civata, também da Turquia, e ao professor Dr. Alan N.
Bramley, da University of Bath, do Reino Unido, que muito contribuíram para a obtenção do
referencial teórico, além de possibilitar a troca de experiências na área de simulação e
forjamento.
Aos familiares e amigos que me apoiaram no decorrer desse trabalho.
A todos, meu MUITO OBRIGADO!
iv
v
RESUMO
Este trabalho tem como objetivo apresentar e aplicar uma metodologia de
desenvolvimento integrado de produto para forjamento, baseada na integração efetiva do
conhecimento científico e da prática industrial. Esta metodologia foi definida a partir de cinco
fases, denominadas: Projeto Informacional, Projeto Conceitual, Projeto Preliminar, Projeto
Detalhado e o Controle da Qualidade e Produção. Após detalhar cada fase, e visando avaliar a
adoção da metodologia apresentada, foram realizados simulações físicas (em plasticina) e
numérico-computacionais (através do Simufact.Forming 8.1) para um produto destinado a
elevadores. Este produto, denominado grampo de 3/8”, é forjado a quente a partir de uma barra
de aço ABNT/SAE/AISI 1020, porém apresenta falta de homogeneidade na largura da rebarba, o
que acarreta desperdício de material e comprometimento de sua qualidade. Nesse sentido, foram
dimensionadas – através do método de Drabing, diferentes geratrizes de seções circular,
quadrada e hexagonal, bem como, uma pré-forma de seção circular, para posterior análise da
largura da rebarba. Através da análise via software também foi possível estimar a força e energia
requeridas ao processo de forjamento em cada geratriz e pré-forma simuladas, sendo os
resultados comparados a outros métodos utilizados nesta estimativa. Ao final, pode-se verificar
que os valores de força e energia obtidos através das simulações numérico-computacionais não
apresentaram uma convergência com os demais métodos utilizados. E, com relação às geratrizes
e pré-forma simuladas, não foi possível verificar uma diferença significativa dos valores de força
e energia que pudesse inviabilizar a utilização de qualquer um destes sólidos como sendo a
matéria-prima ao grampo de 3/8”. Nas simulações em plasticina e numérico-computacionais da
largura da rebarba, em geral, foi constatado o mesmo comportamento da largura da rebarba para
as diferentes geratrizes e pré-forma simuladas, apresentando comprometimento desta grandeza
junto aos vértices do grampo de 3/8”. Porém, e a partir do custo de fornecimento da matéria-
prima de cada geratriz e dos resultados obtidos, pode-se prever que a geratriz de seção circular e
a pré-forma são economicamente e tecnicamente mais viáveis do que as geratrizes de seção
quadrada ou hexagonal.
Palavras-Chave: forjamento; desenvolvimento de produto; simulação de forjamento;
Simufact.Forming 8.1.
v
vi
ABSTRACT
This paper aims to present and implement a methodology for developing integrated
product for forging, based on the effective integration of scientific knowledge and industrial
practice. This methodology was defined by five stages, called: Informational Design, Conceptual
Design, Preliminary Design, Detailed Design and Quality Control and Production. After
detailing each stage, and to evaluate the adoption of the methodology presented, physical
simulations were performed (with plasticine) and numeric-computational (by Simufact.Forming
8.1) for a product intended to lifts. This product, called Clamp 3/8", is hot forged from a bar
AISI/SAE/AISI 1020, but shows a lack of homogeneity in the width of the fash, resulting in
waste of material and commitment to quality. In this sense, were designed - by the method of
Drabing, different billets of circular sections, square and hexagonal, as well as a pre-form
circular section, for further analysis of the width of the fash. Through the analysis by software
was also possible to estimate the strength and energy required to forging process at each billet
and pre-form simulated, and the results compared to other methods used in this estimate. In the
end, was can verify that the values of strength and energy obtained through numeric-
computational simulations did not show a convergence with the other methods used. And, with
respect to the billets and pre-form simulated, it was not possible to verify a difference in the
values of strength and energy that could prevent the use of any of these solids as the raw material
to clamp 3/8". In the physical and numeric-computational simulations about width of the fash, in
general, was found the same behavior as the width of the fash for the different billets and pre-
form simulated, showing commitment of this magnitude along the vertices of the clamp 3/8".
However, and as the cost of providing the raw material of each billet and the results obtained, it
is expected that the billet of circular section and pre-form is technically and economically more
viable than the billets of a square or hexagonal section.
Keywords: forging; product development; forging simulation; Simufact.Forming 8.1.
vi
vii
ÍNDICE
1. INTRODUÇÃO ..................................................................................................................1
1.1 DEFINIÇÃO DO PROBLEMA..........................................................................................1
1.2 OBJETIVOS.......................................................................................................................3
1.2.1 Objetivos específicos......................................................................................................3
1.3 JUSTIFICATIVA...............................................................................................................3
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA...........................................................................................4
2.1 TEORIA DA DEFORMAÇÃO PLÁSTICA DOS METAIS ...............................................7
2.1.1 Efeito do material...........................................................................................................15
2.1.2 Efeito do gradiente térmico...........................................................................................18
2.1.3 Efeito da velocidade.......................................................................................................22
2.1.4 Efeito do atrito e lubrificação........................................................................................23
2.1.4.1 Lubrificação..................................................................................................................28
2.2 PROCESSO DE FORJAMENTO.......................................................................................29
2.3 PROJETO DE UM PRODUTO FORJADO........................................................................32
2.3.1 Desenho da peça.............................................................................................................32
2.3.2 Projeto e fabricação das matrizes..................................................................................35
2.3.3 Escolha das geratrizes e pré-forma...............................................................................38
2.3.4 Escolha do maquinário..................................................................................................42
2.4 SIMULAÇÕES DO PROCESSO DE FORJAMENTO.......................................................44
2.4.1 Simulações físicas ou prototipagem...............................................................................45
2.4.2 Simulações numérico-computacionais ..........................................................................46
3. MÉTODOS E PROCEDIMENTOS ..................................................................................50
3.1 METODOLOGIA PARA O DESENVOLVIMENTO INTEGRADO DE PRODUTO PARA
FORJAMENTO .......................................................................................................................50
3.2 APLICAÇÃO DA METODOLOGIA.................................................................................54
3.2.1 Fases 1 e 2 – Projeto Informacional e Conceitual.........................................................54
3.2.2 Fase 3 – Projeto Preliminar...........................................................................................60
3.2.2.1 Seleção da forma geométrica básica para a geratriz e pré-forma....................................62
3.2.2.2 Simulações através de plasticina ...................................................................................66
3.2.2.3 Simulações através do Simufact.Forming 8.1................................................................69
4. RESULTADOS E DISCUSSÕES.......................................................................................72
4.1 SIMULAÇÕES COM PLASTICINA .................................................................................72
4.2 SIMULAÇÕES COM SIMUFACT.FORMING 8.1............................................................77
4.2.1 Quantidade de rebarba..................................................................................................77
4.2.2 Força e energia do processo...........................................................................................80
4.3 ANÁLISE DA METODOLOGIA APLICADA ..................................................................85
5. CONCLUSÕES...................................................................................................................86
SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS..................................................................88
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS...................................................................................89
APÊNDICE A – DESENHO DO GRAMPO DE 3/8”...........................................................95
APÊNDICE B – ÁREA DE TRABALHO DO SOFTWARE IMAGETOOL 3.0. ...............96
vii
viii
APÊNDICE C – CÁLCULO DA FORÇA E ENERGIA DE FORJAMENTO PELO
MÉTODO DAS GRANDEZAS EQUIVALENTES..............................................................97
APÊNDICE D – CÁLCULO DA FORÇA E ENERGIA DE FORJAMENTO PELO
MÉTODO DE LANGE. .........................................................................................................100
APÊNDICE E – CÁLCULO DA FORÇA E ENERGIA DE FORJAMENTO PELO
MÉTODO DE MAKELT.......................................................................................................102
ANEXO A – VALORES TÍPICOS DE ATRITO CONFORME O PROCESSO................104
ANEXO B – CATÁLOGO COMERCIAL DE BARRAS TREFILADAS...........................105
ANEXO C – DADOS DA PRENSA DE FRICÇÃO USADA NO FORJAMENTO.............106
ANEXO D – CUSTO DAS BARRAS TREFILADAS PREVISTAS COMO MATÉRIA-
PRIMA DO GRAMPO DE 3/8”.............................................................................................107
viii
ix
LISTA DE FIGURAS
Figura 2.1 – Gráfico custo versus número de peças considerando usinagem e forjamento.........4
Figura 2.2 – Exemplos de peças forjadas. .................................................................................5
Figura 2.3 – Comparação dos processos de fabricação de engrenagens para automóveis...........6
Figura 2.4 – Esquema básico de forjamento em matriz aberta...................................................6
Figura 2.5 – Mecanismo de deformação plástica: escorregamento e maclação. .........................7
Figura 2.6 – Discordâncias de cunha e espiral com a representação do vetor de Burgers (V
B
)...9
Figura 2.7 – Principais planos e direções de escorregamento das estruturas cristalinas..............10
Figura 2.8 – Recozimento: modificações estruturais e das propriedades mecânicas...................11
Figura 2.9 – Representação da Lei da Constância de Volume para um paralelepípedo. .............12
Figura 2.10 – Curva de escoamento para diferentes materiais. ..................................................16
Figura 2.11 – Curvas de escoamento.........................................................................................17
Figura 2.12 – Curvas de escoamentos da liga VAT
®
718 em diferentes temperaturas................17
Figura 2.13 – Efeito da temperatura, da deformação e da taxa de deformação na tensão de
escoamento do aço ABNT/SAE/AISI 1045...............................................................................18
Figura 2.14 – Variação típica do limite de escoamento de um metal com aumento da “T
h
”.......20
Figura 2.15 – Efeito da temperatura na forjabilidade do aço ABNT/SAE/AISI 1015.................20
Figura 2.16 – Representação das curvas de encruamento na conformação a frio e a quente.......22
Figura 2.17 – Forças presentes no atrito de um corpo................................................................24
Figura 2.18 – a) Representação à nível microscópico de duas superfícies em contato. b) Relação
qualitativa da variação da área de cisalhamento e da força de atrito com a força normal............25
Figura 2.19 – Relação entre os coeficiente de atrito “µ” e “m”..................................................27
Figura 2.20 – Percentual de custos num processo de forjamento...............................................29
Figura 2.21 – Classificação do forjamento em matriz conforme o fluxo de material..................31
Figura 2.22 – Desalinhamentos em peças forjadas. a) Peça axissimétrica. b) Peça com simetria
longitudinal. .............................................................................................................................33
Figura 2.23 – Classificação quanto a complexidade de forma para o forjamento.......................34
Figura 2.24 – Ilustração de uma matriz inferior progressiva......................................................35
Figura 2.25 – a) Tipos de calhas de rebarba. b) Força típica de forjamento em matriz...............37
Figura 2.26 – Otimização de pré-forma no forjamento..............................................................40
Figura 2.27 – Ilustração do Método de Drabing........................................................................41
Figura 2.28 – Economia de material que pode ser obtida com o uso de pré-formas. ..................42
ix
x
Figura 2.29 – Exemplos de maquinários utilizados no forjamento. a) Martelo de queda. b) Prensa
excêntrica. c) Prensa de parafuso tipo fricção com disco duplo.................................................43
Figura 2.30 – Moldes em resina e protótipos em cera, cerâmica e metálicos..............................46
Figura 2.31 – Simulação de forjamento via software. a) Análise da deformação efetiva. b)
Análise do fluxo de material.....................................................................................................47
Figura 2.32 – Diagrama dos parâmetros utilizados nas simulações............................................48
Figura 2.33 – Processo de remalhamento utilizado no MEF......................................................49
Figura 3.1 – Metodologia para o desenvolvimento integrado de produto para forjamento. ........51
Figura 3.2 – Grampo de 3/8” acabado e com rebarba. a) Vista superior. b) Vista inferior..........55
Figura 3.3 – Aplicações do grampo de 3/8”. .............................................................................55
Figura 3.4 – Etapas envolvidas na frabricação do grampo de 3/8”.............................................57
Figura 3.5 – Ferramental utilizado na fabricação do grampo de 3/8”. a) Disposição do
maquinário. b) Matrizes superior e inferior...............................................................................58
Figura 3.6 – Grampo de 3/8” modelado em 3D.........................................................................60
Figura 3.7 – Grampo de 3/8” modelado em 3D com rebarba.....................................................61
Figura 3.8 – Matrizes modeladas em 3D considerando o ferramental original...........................62
Figura 3.9 – Aplicação do Método de Drabing otimizado para o grampo de 3/8”......................63
Figura 3.10 – Geratrizes e pré-forma obtidas para o grampo de 3/8”.........................................66
Figura 3.11 – Dispositivos (itens) utilizados nas simulações em plasticina................................67
Figura 3.12 – Pontos de verificação da largura da rebarba.........................................................68
Figura 3.13 – Demonstração simplificada do MEF e MVF existente no Simufact.Forming 8.1. 69
Figura 3.14 – Área de trabalho do software Simufact.Forming 8.1............................................71
Figura 4.1 – Procedimento utilizado nas simulações com plasticina..........................................72
Figura 4.2 – Gráfico dos valores obtidos de
P
b
em cada ponto de verificação e conforme as
geratrizes analisadas nas simulações com plasticina..................................................................76
Figura 4.3 – Gráfico dos valores obtidos de
P
b
em cada ponto de verificação e conforme as
geratrizes analisadas nas simulações numérico-computacionais. ...............................................80
Figura 4.4 – Gráficos da força obtida nas simulações via software............................................81
Figura 4.5 – Gráficos da energia obtida nas simulações via software.........................................83
x
xi
LISTA DE TABELAS
Tabela 2.1 – Representação e características das células unitárias básicas.................................8
Tabela 2.2 – Classificação e características do processo a partir de sua “T
h
”.............................19
Tabela 2.3 – Faixas de temperatura para conformação a quente de alguns materiais..................21
Tabela 2.4 – Valores típicos do tempo de pressão conforme o equipamento utilizado. ..............23
Tabela 2.5 – Valores do coeficiente de atrito “m” para diferentes processos..............................27
Tabela 2.6 – Dimensões mínimas das matrizes de forjamento...................................................36
Tabela 2.7 – Valores orientativos para o dimensionamento da rebarba......................................38
Tabela 2.8 – Grandezas de referência conforme a geometria básica. .........................................41
Tabela 3.1 – Atividades principais do desenvolvimento integrado de produto para forjamento..52
Tabela 3.2 – Composição química do aço ABNT/SAE/AISI 1020 em % de massa. ..................56
Tabela 3.3 – Propriedades mecânicas aço ABNT/SAE/AISI 1020 em condições de temperatura
ambiente...................................................................................................................................56
Tabela 3.4 – Etapas de fabricação do grampo de 3/8” na forjaria. .............................................57
Tabela 3.5 – Valores de massa para cinco amostras do grampo de 3/8”.....................................61
Tabela 3.6 – Grandezas de referência das formas geométricas básicas para as possíveis geratrizes
ou pré-formas do grampo de 3/8”..............................................................................................63
Tabela 3.7 – Grandezas de referência escolhidas conforme disponibilidade comercial..............64
Tabela 3.8 – Deformações verdadeiras da geometria de envoltura com relação às formas
geométricas comerciais escolhidas............................................................................................65
Tabela 3.9 – Comprimento das geratrizes escolhidas visando atingir o valor do “V
G
”...............66
Tabela 3.10 – Parâmetros utilizados nas simulações com Simufact.Forming 8.1.......................70
Tabela 4.1 – Largura da rebarba das simulações em plasticina – geratriz com seção circular.....73
Tabela 4.2 – Largura da rebarba das simulações em plasticina – geratriz com seção hexagonal.74
Tabela 4.3 – Largura da rebarba das simulações em plasticina – geratriz com seção quadrada..75
Tabela 4.4 – Largura da rebarba das simulações via software – geratriz com seção circular. .....77
Tabela 4.5 – Largura da rebarba das simulações via software – geratriz com seção hexagonal..78
Tabela 4.6 – Largura da rebarba das simulações via software – geratriz com seção quadrada....78
Tabela 4.7 – Largura da rebarba das simulações via software – pré-forma com seção circular...79
Tabela 4.8 – Valores de força e energia considerando os diferentes métodos, e o custo das
geratrizes simuladas..................................................................................................................84
xi
xii
LISTA DE SIGLAS E ABREVIATURAS
ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas
AISI American Iron and Steel Institute
ASTM American Society of Testing and Materials
CAD Computer Aided Design
CAM Computer Aided Manufacturing
CATE Conformação a altas taxas de energias
CCC Estrutura cúbica de corpo centrado
CEP Controle Estatístico do Processo
CEQ Controle Estatístico da Qualidade
CFC Estrutura cúbica de faces centradas
CVD Deposição Química de Vapor
F1.1,...,F5.1 Atividades principais do desenvolvimento integrado de produto
FMEA Análise do Tipo e Efeito de Falha
FTA Análise da Árvore de Falhas
HC Estrutura hexagonal compacta
ISO International Standartization Organization
IT Tolerância ISO
LDTM Laboratório de Transformação Mecânica
MEF Método dos Elementos Finitos
MVF Método dos Volumes Finitos
NBR Normas Brasileiras de Regulação
PROMEC Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica
PL Plano que contém a área da seção
PVD Deposição Física de Vapor
SAE Society of Automotive Engineers
Sindiforja Sindicato Nacional da Indústria de Forjaria
SME Society of Manufactores Engineers
V
B
Vetor de Burgers
xii
xiii
LISTA DE SÍMBOLOS
a espessura mínima de parede entre cavidade e a aresta exterior [mm]
a
1
espessura mínima entre duas cavidades da matriz [mm]
A
c
área de contato efetiva [mm
2
]
A
n
área de contato nominal [mm
2
]
A
o
área inicial [mm
2
]
A
p
área projetada no plano da rebarba sem a rebarba [mm
2
]
A
p
* área projetada no plano da rebarba com a rebarba [mm
2
]
A
s
área de cisalhamento [mm
2
]
A
seção
área da seção [mm
2
]
A
seção-com
área da seção encontrada comercialmente [mm
2
]
A
v
área verdadeira [mm
2
]
b largura da rebarba [mm]
b
o
profundidade inicial [mm]
b
1
profundidade final [mm]
Bm largura média da cavidade ou da peça [mm]
P
b
largura média da rebarba nos pontos de verificação [mm]
b
P1,...,
b
P5
largura da rebarba nos pontos de verificação [mm]
E
i
espessura da seção [mm]
F
a
força de atrito [N]
F
m
força que realiza o movimento [N]
F
n
força normal [N]
F
r
força de reação [N]
F
v
força verdadeira [N]
h altura qualquer [mm]
H altura mínima do bloco da matriz [mm]
h
c
profundidade da cavidade na matriz [mm]
H
i
altura da seção [mm]
H
i-com
altura da seção encontrada comercialmente [mm]
h
o
altura inicial [mm]
h
1
altura final [mm]
Kfd tensão ideal dinâmica [N/mm
2
]
Kfs tensão ideal estática à deformação [N/mm
2
]
xiii
xiv
Kr tensão real à deformação [N/mm
2
]
l
o
largura inicial [mm]
l
1
largura final [mm]
L
Hex
lado do hexágono [mm]
L
Hex-com
lado do hexágono encontrado comercialmente [mm]
L
i
largura da seção [mm]
L
i-com
largura da seção encontrada comercialmente [mm]
Ls comprimento da cavidade ou da peça [mm]
m atrito interfacial
M
mat
microestrutura do material
M
Pmcr
massa da peça modelada com rebarba [g]
M
Pmsr
massa da peça modelada sem rebarba [g]
p perímetro qualquer [mm]
p
médio
perímetro médio entre a peça e a borda da rebarba [mm]
r raio qualquer [mm]
R
cir
raio da circunferência circunscrita no hexágono [mm]
R
i
raio da seção [mm]
R
i-com
raio da seção encontrado comercialmente [mm]
R
i-máx
raio máximo da seção [mm]
s espessura da rebarba [mm]
bP
S desvio padrão da largura da rebarba obtida nas simulações [mm]
S
E
tensão convencional ou de engenharia [N/mm
2
]
T temperatura [°C]
T
h
temperatura homóloga
T
fusão
temperatura absoluta de fusão do material [K]
T
mat
temperatura absoluta inicial do material [K]
V volume [mm
3
]
V
G
volume da geratriz [mm
3
]
V
P
volume da peça [mm
3
]
V
Pmcr
volume da peça modelada com rebarba [mm
3
]
V
Pmsr
volume da peça modelada sem rebarba [mm
3
]
V
R
volume da rebarba [mm
3
]
V
Per
volume decorrente das perdas por oxidação [mm
3
]
V
prensa
velocidade da prensa [mm/s]
xiv
xv
tensão [N/mm
2
]
B
tensão limite de resistência à tração [N/mm
2
]
e
tensão de escoamento [N/mm
2
]
ef
tensão de escoamento em forjamento a quente [N/mm
2
]
v
tensão verdadeira [N/mm
2
]
321
,,
tensões principais nas direções cartesianas [N/mm
2
]
atrito Coulombiano
máx
atrito Coulombiano máximo
tensão de cisalhamento [N/mm
2
]
e
tensão de escoamento por cisalhamento [N/mm
2
]
máx
tensão máxima de cisalhamento [N/mm
2
]
deformação verdadeira
b
deformação verdadeira em profundidade
de
deformação verdadeira no diâmetro da geometria de envoltura
h
deformação verdadeira em altura
he
deformação verdadeira em altura da geometria de envoltura
l
deformação verdadeira em largura
le
deformação verdadeira em largura da geometria de envoltura
máx
deformação verdadeira máxima
p
deformação circunferencial verdadeira
r
deformação radial verdadeira
velocidade ou taxa de deformação [s
-1
]
∆b variação na profundidade [mm]
∆h variação na altura [mm]
∆l variação na largura [mm]
deformação linear convencional
b
deformação linear convencional em profundidade
h
deformação linear convencional em altura
l
deformação linear convencional em largura
xv
1
1. INTRODUÇÃO
Para Helman e Cetlin, 1983, o forjamento é possivelmente a mais antiga operação de
conformação mecânica, na qual também estão inseridos os processos de laminação, trefilação,
extrusão, conformação de chapas, etc. Nesse processo, basicamente, o material é conformado
entre duas matrizes, sob a ação de um maquinário específico (martelos de queda ou prensas),
visando adquirir a forma final desejada.
A produção industrial de forjados, conforme dados de 2006 do Sindicato Nacional da
Indústria de Forjaria [Sindiforja, 2009], possui um faturamento anual aproximado de R$ 3,2
bilhões, obtidos a partir de uma produção anual de 574.858 toneladas de produtos forjados, das
quais 103.950 toneladas são destinadas à exportação. Essa cadeia produtiva é composta por
diversos grupos de forjarias (pequenas, médias ou de grande porte), algumas mais especializadas
do que outras, e que juntas empregam aproximadamente 24.000 pessoas no Brasil [Sindiforja,
2009]. Logo, a partir desses indicadores, é possível destacar a importância da indústria de
forjados para a economia e, porque não dizer, para a sociedade brasileira.
Para viabilizar o forjamento é necessário investimento tanto em maquinário – que na
grande maioria das vezes é de grande porte, quanto na adequação do projeto de fabricação das
matrizes e da matéria-prima utilizada (geratrizes e pré-formas) aos parâmetros e peculiaridades
deste processo. Nesse contexto, e visando garantir a qualidade de um produto forjado e/ou do
próprio ferramental utilizado, faz-se necessário estudos para o desenvolvimento integrado do
processo de forjamento, objetivando melhorias em: produtividade, qualidade, custo, redução de
desperdícios e satisfação do cliente.
1.1 DEFINIÇÃO DO PROBLEMA
Para Pahl et al., 2005, a metodologia de projeto para um determinado produto deve
possuir algumas etapas típicas, que resumidas são: Projeto Informacional, Projeto Conceitual,
Projeto Preliminar, Projeto Detalhado e a Validação do Projeto. Porém, essa metodologia básica
deve ser adequada e modificada conforme a realidade do produto, processo e/ou serviço que está
sendo desenvolvido, considerando para isso a integração otimizada e coerente de todos os
recursos e parâmetros envolvidos.
Somente a partir da prática de desenvolvimento integrado para um produto é que as
indústrias e outros setores da economia podem almejar lucratividade, qualidade e eficiência de
seus produtos e serviços. Nesse sentido, a indústria de forjamento ainda deixa a desejar, já que
2
falta uma integração mais significativa entre as diversas ferramentas e recursos utilizados neste
processo, tanto em nível de pessoal (pesquisadores, engenheiros, projetistas e operadores) e
equipamentos (hardwares, softwares e maquinários) quanto em nível de conhecimento científico
do processo.
As indústrias de componentes forjados já utilizam, para o desenvolvimento de
produtos, simulações físicas ou softwares específicos para modelamento em duas ou três
dimensões (2D ou 3D, respectivamente). Essas simulações visam prever o comportamento e as
condições do material durante o processo, como: variação de temperatura, força, energia,
velocidade de forjamento, escoamento do material, etc [Kobayashi et al., 1989; Ribeiro, 1993;
Geier, 2007; Lenhard Júnior, 2007]. Porém, devem retratar as condições reais do processo e/ou o
mais próximo possível destas, do contrário os resultados obtidos se tornam imprecisos ou
equivocados.
Mesmo com todo o esforço para o desenvolvimento das técnicas de simulação de
forjamento é comum, ainda, encontrar em forjarias de pequeno a médio porte, ou até mesmo
aquelas de grande porte, a adoção das técnicas de “tentativa e erro” ou “empirismo” visando o
projeto e fabricação de componentes forjados, conforme destaca Peres, 2002. A adoção dessas
técnicas torna o processo de forjamento num sistema fragmentado, com reduzida confiabilidade,
sem uma efetiva integração entre a prática industrial e o conhecimento teórico e científico,
comprometendo a melhoria e a otimização desse sistema.
Logo, a aplicação das técnicas de “tentativa e erro” e “empirismo”, torna-se uma
situação problemática para a indústria de forjados, pois:
a) Diminui a confiabilidade e a qualidade do processo e do produto final;
b) Diminui a vida útil do ferramental utilizado (matrizes e maquinário);
c) Eleva o consumo de matéria-prima, devido ao desperdício de material;
d) Diminui a produtividade, pois em muitos casos é necessário um tempo maior de
projeto, fabricação e/ou para o lançamento de um novo produto;
e) Eleva o custo de produção, tanto no que diz respeito ao produto quanto ao
ferramental;
f) Eleva o nível de insatisfação do cliente, afetando e/ou comprometendo a
lucratividade das empresas que utilizam essas técnicas.
Nesse sentido, a pesquisa acerca do desenvolvimento integrado de produto para
forjamento torna-se necessária à melhoria desse processo, principalmente, com relação à
otimização dos parâmetros envolvidos.
3
1.2 OBJETIVOS
O objetivo geral deste trabalho é apresentar uma metodologia de desenvolvimento
integrado de produto para forjamento, utilizando ferramentas de simulação físicas e numérico-
computacionais, a partir dos principais parâmetros envolvidos nesse processo, visando sua
otimização ou melhoramentos.
1.2.1 Objetivos específicos
Os objetivos específicos deste trabalho são:
i) Contextualizar os principais parâmetros envolvidos na deformação plástica, no
processo de forjamento e no projeto de um produto forjado;
ii) Aplicar a metodologia para o desenvolvimento integrado de produto para
forjamento, visando à fabricação otimizada de um produto destinado a elevadores;
iii) Analisar e comparar, através de simulações físicas e numérico-computacionais a
otimização proposta, objetivando redução na quantidade de rebarba (desperdício), mensuração
da força e energia necessária ao forjamento;
iv) Consolidar e/ou propor modificações para a metodologia proposta.
1.3 JUSTIFICATIVA
A partir deste trabalho espera-se reduzir aquelas conseqüências apresentadas no
tópico 1.1, com relação à aplicação dos métodos de “tentativa e erro” e “empirismo” no
desenvolvimento de forjados, contribuindo para a redução de custos, tempo de projeto e
processo, retrabalho, bem como, agilizando e qualificando o serviço prestado pelas forjarias.
Também, espera-se elevar a confiabilidade e a qualidade do processo de forjamento,
servindo de acervo técnico para posterior consulta de outros profissionais interessados na
melhoria desse processo.
4
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
O projeto de fabricação de um produto mecânico envolve basicamente o desenho da
peça (dimensões e tolerâncias), a escolha do processo a ser utilizado, e as variáveis atuantes
nesse sistema, como: seleção de materiais e suas propriedades. Os produtos metálicos podem ser
fabricados através de diferentes tecnologias, que resumidamente podem ser classificadas como:
tecnologia do corte (ex.: usinagem), tecnologia de fusão (ex.: fundição), tecnologia de
sinterização ou metalurgia do pó, ou ainda a tecnologia da deformação plástica (ex.: forjamento)
[Pacheco, 2007].
Cada tecnologia possui características distintas visando à obtenção de um mesmo
produto, principalmente se este apresentar produção seriada, ou seja, em larga escala. Nesse
contexto, é esquematizada na figura 2.1 uma relação hipotética de custo versus produtividade
entre os processos de forjamento e usinagem. Onde, a partir de um certo número crítico de peças
um processo poderá ser mais economicamente viável do que outro. Logicamente, que essa
relação não segue uma linearidade perfeita, mas a partir dessa hipótese é possível prever que o
forjamento é um processo indicado quando se deseja elevada produtividade aliada a baixo custo.
Figura 2.1 – Gráfico custo versus número de peças considerando usinagem e forjamento.
Fonte: [Pacheco, 2007].
A partir dos trabalhos de Dieter, 1981, Bresciani Filho et al., 1997 e Rodrigues e
Martins, 2005, é possível definir o termo “forjamento” como sendo: uma família de processos
para deformação plástica generalizada de uma massa metálica com fluxo intermitente através da
aplicação de forças compressivas, visando à modificação das propriedades mecânicas e da
geometria dessa massa metálica para a obtenção de uma forma útil. Para Lange, 1994, o
forjamento pertence ao grupo de processos de manufatura compreendidos pelos processos de
conformação, sendo classificado em dois grupos: forjamento em matriz aberta ou em matriz
5
fechada, podendo ser realizado a quente, a morno ou a frio, conforme será detalhado em tópicos
específicos neste trabalho.
Através do forjamento é possível obter as mais variadas formas e dimensões de peças
a partir de materiais metálicos diversos, como: aços ao carbono, aços-liga, aços inoxidáveis, ligas
de alumínio, cobre, titânio, etc. De modo geral, todos os materiais metálicos podem ser
deformados e, inclusive, forjados, sendo necessário para tanto um desenvolvimento integrado de
produto com relação às suas condições de projeto e manufatura. Na figura 2.2 são apresentadas
algumas peças obtidas pelo processo de forjamento, onde se verifica a diversidade de formas e
dimensões dos produtos forjados.
Figura 2.2 – Exemplos de peças forjadas.
Fonte: [Maxiforja, 2009].
Porém, em diversas forjarias é comum encontrar peças com elevado desperdício de
material (ex.: excesso de rebarba), consumo de energia exagerado, peças defeituosas com trincas,
falha de preenchimento, etc. Problemas estes que na grande maioria das vezes resultam de um
projeto de produto ou processo deficientes, sem uma análise criteriosa de seus parâmetros e/ou
sem qualquer embasamento teórico e científico.
Garcia et al., 2000, destaca que o comportamento mecânico de qualquer material
utilizado na engenharia é função de sua estrutura interna e de sua aplicação no projeto. Logo, o
comportamento de um material durante o forjamento também é resultado da maneira como esse
é aplicado ao projeto. Além, é claro, das características metalúrgicas e das propriedades
mecânicas do próprio material durante o processo. Ferreira, 2002, exemplifica, como desperdício
de material, que no forjamento de engrenagens apenas 75 a 80% da matéria-prima é aproveitada,
exigindo ainda uma quantidade considerável de energia se comparado a outros processos,
conforme indicado na figura 2.3.
6
Figura 2.3 – Comparação dos processos de fabricação de engrenagens para automóveis.
Fonte: [Ferreira, 2002, p. 33].
Nesse sentido, estudos sobre o comportamento do material e sua condição físico-
mecânica antes, durante e pós-forjamento servem para minimizar o desperdício de material e o
consumo exagerado de energia. Essa premissa pode ser ilustrada através da figura 2.4, onde é
apresentado um esquema básico de forjamento em matriz aberta, identificando o sentido de
aplicação da força e o tipo de deformação (forma de barril) que sofre o material. Esse tipo de
deformação se dá devido à restrição causada pelo atrito entre a peça e matriz e o gradiente
térmico envolvido no processo [Garcia et al., 2000; Rodrigues e Martins, 2005; Pacheco, 2007].
Logo, é possível afirmar que muitos fatores, dentre os quais o atrito e a temperatura, influenciam
no processo de forjamento.
.
Figura 2.4 – Esquema básico de forjamento em matriz aberta.
Fonte: [Pacheco, 2007, p. 21].
Souza et al., 2008, apud Kobayashi et al., 1989, compartilham dessa afirmação ao
destacarem que durante o forjamento em matriz aberta diversas são as variáveis atuantes no
processo, como: tipo de material a ser deformado, dimensões das matrizes, condições e interação
entre metal e matriz, mecanismo de deformação plástica, projeto do produto final e suas
características, além do gradiente térmico e do tipo de equipamento utilizado. Sendo que todas
estas variáveis interagem durante o processo, dificultando a análise quantitativa de cada
7
parâmetro isoladamente. Portanto, e visando o desenvolvimento integrado de produto com
relação às condições de forjamento, faz-se necessário conhecer os princípios que regem a
deformação plástica e seus parâmetros de influência.
2.1 TEORIA DA DEFORMAÇÃO PLÁSTICA DOS METAIS
A deformação de um material metálico pode ser definida de duas formas: de maneira
elástica – reversível ao cessar a solicitação mecânica, ou de maneira plástica – irreversível
mesmo cessada a solicitação [Dieter, 1981; Helman e Cetlin, 1983].
A deformação plástica de um corpo metálico se dá quando a solicitação mecânica
atinge uma tensão limite para este corpo, a partir da qual não se verifica mais a
proporcionalidade entre a tensão imposta e sua deformação. Essa deformação é obtida através de
dois mecanismos: o escorregamento (ou deslizamento) dos planos cristalográficos preferenciais
(ou planos de escorregamento), e a maclação, onde há inclinação dos planos cristalográficos em
relação ao reticulado cristalino, conforme ilustrado na figura 2.5 [Bresciani Filho et al., 1986].
Figura 2.5 – Mecanismo de deformação plástica: escorregamento e maclação.
Fonte: [Bresciani Filho et al., 1986, p. 23].
Para o entendimento desses mecanismos é necessário compreender a formação dos
sólidos metálicos, principalmente, com relação a sua estrutura cristalina fundamental, já que essa
é decisiva para a movimentação dos planos cristalográficos e, conseqüentemente, para a
deformação do material.
Os metais são compostos por agrupamentos de átomos segundo uma ordem que se
repete nas três dimensões, denominados “cristais”. A disposição e a forma geométrica que se
encontram essas partículas constituem a chamada “estrutura cristalina”. O menor agrupamento
de átomos que caracterizam um cristal é denominado “célula unitária”. Essas células, por
apresentarem orientações e posições bem definidas (simétricas) e periódicas, formam uma malha
de átomos denominada “reticulado cristalino” [Dieter, 1981; Bresciani Filho, et al., 1986].
8
A estrutura cristalina é mantida em equilíbrio pela ação de forças de atração e
repulsão dos íons positivos e negativos que compõem os átomos. Nos metais, essa estrutura pode
apresentar três formas básicas, e distintas conforme a disposição atômica, que são: a estrutura
hexagonal compacta (HC), estrutura cúbica de faces centradas (CFC) e a estrutura cúbica de
corpo centrado (CCC). Devido à diferença na disposição dos átomos, cada estrutura básica
apresentará características e propriedades distintas, principalmente com relação a sua
deformação. Na tabela 2.1 são ilustradas as posições dos átomos pertencentes a cada estrutura
elementar, bem como, é apresentado um levantamento sobre as principais características dessas
estruturas.
Tabela 2.1 – Representação e características das células unitárias básicas.
Representação da célula unitária
(esferas tangentes, cortadas e separadas)
Nome e características
HC
- Prisma hexagonal com átomos nos vértices e no centro das
bases;
- Planos compactos, justapostos e tangenciando os planos dos
átomos do plano inferior (6 átomos por célula);
- Possui baixa deformabilidade se comparada as demais;
- Fator de empacotamento: 0,74;
- Sistemas de escorregamento: 3 (1 plano e 3 direções);
- Exemplo de materiais: Be, Cd, Co, Mg, Ti, Zn.
CFC
- Cubo com vértices e centro das bases ocupadas por átomos;
- Planos compactos, com átomos do terceiro plano
apresentando a mesma direção dos átomos do primeiro plano
(4 átomos por célula);
- Possui elevada deformabilidade se comparada as demais;
- Fator de empacotamento: 0,74;
- Sistemas de escorregamento: 12 (4 planos e 3 direções);
- Exemplo de materiais: Fe-γ, Al, Cu, Au, Pb, Ni, Ag.
CCC
- Cubo com átomos nos vértices e um átomo no seu centro (2
átomos por célula);
- Apresenta média deformabilidade se comparada as demais;
- Fator de empacotamento: 0,68;
- Sistemas de escorregamento: 48 (16 planos e 3 direções);
- Exemplo de materiais: Fe-α, Cr, Mo, Nb, W, V.
Fonte: [adaptado de Dieter, 1981; Bresciani Filho et al., 1986; Pacheco, 2007].
Os materiais metálicos, principalmente as ligas, apresentam constituintes diversos
junto à matriz metálica (ex.: micro-constituintes, impurezas e outros agregados). A distribuição
homogênea desses elementos é praticamente impossível de ser atingida, resultando em
segregações e/ou descontinuidades dispersas na solução sólida. Logo, existem “soluções
intersticiais”, quando os agregados situam-se entre os átomos da rede cristalina, ou “soluções
9
substitucional”, quando átomos secundários assumem o lugar dos átomos do reticulado
cristalino, sendo essas soluções dependentes da interação e do raio atômico de suas partículas
[Bresciani Filho et al., 1986].
As heterogeneidades influenciam na deformação do material, principalmente, devido
à formação de defeitos na rede, os quais podem ser classificados como; defeitos de ponto,
defeitos de plano ou tridimensionais e defeitos de linha. Os defeitos de ponto são defeitos
restritos a uma região do reticulado cristalino, e que envolvem um número reduzido de átomos.
A vacância – que consiste na ausência de um ou mais átomos da rede cristalina, a existência de
átomo intersticial ou do deslocamento de um átomo da rede cristalina são exemplos desse tipo de
defeito. A presença de vazios, fissuras, poros, falhas de empilhamento e de contorno dos grãos
são exemplos de defeitos planos ou tridimensionais. Os defeitos de linha, conhecidos como
discordâncias de linha (ou de cunha) e espiral (ou de hélice) são descontinuidades nas arestas dos
planos existentes ao longo do cristal. As discordâncias são responsáveis pelo movimento relativo
dos planos, ou seja, pelo escorregamento de planos do cristal, apresentando direções
cristalográficas características [Bresciani Filho et al., 1986]. A magnitude e a direção de
deslocamento das discordâncias podem ser analisadas através do vetor de Burgers (V
B
), que é
ilustrado na figura 2.6, sendo perpendicular à linha de discordância de cunha, e paralelo à linha
de discordância em espiral.
Figura 2.6 – Discordâncias de cunha e espiral com a representação do vetor de Burgers (V
B
).
Fonte: [Bresciani Filho et al., 1986, p. 41].
Bresciani Filho et al., 1986, salientam que o principal mecanismo de deformação
plástica é o escorregamento provocado pelo movimento das discordâncias, que se dá através de
planos e direções de escorregamento, e que coincidem preferencialmente com as direções de
maior densidade atômica, ou seja, onde os átomos estão mais próximos. Porém, esse
comportamento muitas vezes é impedido e, devido ao estado de tensões atuantes ou da ação de
outros fenômenos (ex.: encruamento, impurezas, etc.), outros planos e direções podem se tornar
10
ativos. Na figura 2.7 são apresentados os planos e direções principais do escorregamento das três
estruturas cristalinas básicas.
Figura 2.7 – Principais planos e direções de escorregamento das estruturas cristalinas.
Fonte: [Bresciani Filho et al., 1986, p. 29].
Durante a maclação uma parte do cristal apresenta inclinação em relação à outra
parte, sendo delimitada pelo plano de maclação. A parte defasada do cristal (aquela que sofreu
deformação) mantém o mesmo reticulado da parte original e, ao contrário do escorregamento,
muitos planos se movimentam de maneira regular mantendo a mesma distância atômica entre os
planos [Bresciani Filho et al., 1986].
Materiais com maior área de contorno de grão (ou seja, com granulação menor)
possuem maior resistência mecânica e menor deformabilidade do que aqueles materiais com
grãos mais grosseiros. Logo, a movimentação das discordâncias é dificultada pela quantidade
excessiva de contornos de grãos, e pelo surgimento de sub-grãos orientados de maneira diferente
da rede cristalina original, que vem a ser o processo de “poligonização” [Bresciani Filho, 1986;
Pacheco, 2007].
A existência de um número excessivo de planos de deformação, principalmente
devido à movimentação, multiplicação e intercruzamento das discordâncias, eleva o número de
intersecções entre os planos, exigindo maior tensão necessária à deformação. Esse fenômeno,
que causa o endurecimento do cristal metálico, é denominado de “encruamento”.
Todo o material já encruado e submetido a novo processo de deformação apresenta
maior resistência a essa nova deformação em virtude do grau de encruamento pré-existente. Para
ciclos de deformação é possível descrever esse comportamento através do fenômeno de histerese
entre a tensão aplicada e a deformação a que um material é submetido. Sendo possível afirmar
que quanto maior o nível de encruamento maior será a tensão necessária para uma nova
deformação.
O processo de encruamento pode ser revertido através do amolecimento por
recozimento do material. Neste processo o material é aquecido até uma determinada temperatura
por um certo período de tempo, que dependerá do tipo de material e do grau de encruamento
existente no mesmo.
11
O processo de amolecimento por recozimento apresenta três etapas principais,
descritas a seguir e ilustradas na figura 2.8:
a) Recuperação: onde há aumento gradativo da temperatura, ocorrendo um rearranjo
das discordâncias, visando a redução e/ou eliminação destas, além de favorecer a redução das
tensões internas presentes no material;
b) Recristalização: nessa etapa as propriedades físicas e mecânicas do material
retornam ao seu valor original (antes da deformação), além de ocorrer o início da nucleação de
novos cristais em substituição àqueles deformados;
c) Crescimento dos grãos: os grãos originados durante a recristalização aumentam de
tamanho à medida que a energia interna original é restaurada.
Figura 2.8 – Recozimento: modificações estruturais e das propriedades mecânicas.
Fonte: [Bresciani Filho et al., 1986, p. 60].
Além do estudo teórico sobre os aspectos cristalográficos da deformação é necessário
definir parâmetros quantitativos, visando mensurar os níveis de tensões e deformações
admissíveis ao processo de conformação de um material. A obtenção desses parâmetros
analiticamente envolve fenômenos físicos complexos, tornando difícil descrever plenamente o
comportamento dos metais, principalmente, sob grandes deformações plásticas.
Nesse sentido, são assumidas algumas hipóteses simplificadoras desse fenômeno
[Dieter, 1981]. Uma delas, diz respeito ao volume do material que, conforme Grüning, 1973, o
volume de um corpo conformado permanece constante durante seu processo, pois o processo de
conformação se dá por escorregamento em diferentes direções. Isto, representa a Lei da
Constância do Volume ou também denominada propriedade de “incompressibilidade” do
material.
12
Existem duas linhas de estudos para a análise dos processos de conformação: a Física
dos Sólidos e Metalurgia Física – que avalia a estrutura cristalina do material durante a
deformação de maneira qualitativa, e a Mecânica dos Meios Contínuos – que mede as
propriedades supondo que o material seja isotrópico, homogêneo, contínuo e incompressível
[Helman e Cetlin, 1983].
A isotropia se refere à conservação das mesmas propriedades mecânicas em qualquer
direção de solicitação. A homogeneidade de um material se baseia na mesma composição
química, morfologia e distribuição de grãos ao longo de seu comprimento. A continuidade se
refere à isenção de porosidades ou vazios, e a incompressibilidade é a manutenção do volume
“V”, como já citado anteriormente.
A relação de deformação para um corpo, neste caso citando um paralelepípedo
conforme representado na figura 2.9, é obtida através do cociente das dimensões geométricas,
antes e após a conformação [Grüning, 1973].
Figura 2.9 – Representação da Lei da Constância de Volume para um paralelepípedo.
Fonte: [Grüning, 1973, p. 16].
A partir da figura 2.9, e sendo “h
o
” a altura inicial, “b
o
” a profundidade inicial e “l
o
”
a largura inicial, e “h
1
”, “b
1
” e “l
1
” as mesmas grandezas considerando o estado final de
deformação do paralelepípedo, tem-se a deformação linear convencional (de engenharia ou
relativa) “ε
h
”, “ε
b
”, “ε
l
”, dessas grandezas, sendo representadas pela equação (2.1) [Grüning,
1973; Helman e Cetlin, 1983]:
0
01
00
01
00
01
0
l
ll
l
l
b
bb
b
b
h
hh
h
h
lbh
Para Grüning, 1973, e Helman e Cetlin, 1983, a partir da teoria da deformação
plástica deve-se utilizar nos processos que resultam num elevado grau de deformação (além do
limite elástico, como no caso do forjamento) a chamada deformação verdadeira (natural ou
(2.1)
13
logarítmica) “φ”, que consiste na deformação logarítmica das dimensões do corpo deformado, e
que por sua vez será menor que os respectivos valores de deformação linear.
Assim, e considerando infinitos alongamentos do paralelepípedo de simetria
cartesiana da figura 2.9, tem-se as deformações verdadeiras: em altura “φ
h
”, em profundidade
“φ
b
” e em largura “φ
l
”, conforme expresso na equação (2.2). Caso a peça apresente simetria
cilíndrica (= axissimétrica) é possível obter as deformações verdadeiras: em altura “φ
h
”, radial
“φ
r
” e circunferencial “φ
p
”, conforme representado na equação (2.3), sendo “h” a altura, “r” o
raio e “p” o perímetro [Gruning, 1973].
)1ln(ln)1ln(ln)1ln(ln
0
1
0
1
0
1
1
0
1
0
1
0
l
l
l
lb
b
b
bh
h
h
h
l
l
l
dl
b
b
b
db
h
h
h
dh
)1ln(
2
2
ln)1ln(ln)1ln(ln
0
1
2
2
0
1
0
1
1
0
1
0
1
0
p
r
r
pr
r
r
rh
h
h
h
r
r
p
dp
r
r
r
dr
h
h
h
dh
Nas equações (2.2) e (2.3) é possível destacar que a última igualdade faz uma relação
entre a deformação verdadeira e a convencional, onde, deve-se utilizar para o cálculo da força
máxima necessária aquela deformação verdadeira que apresentar o maior valor, ou seja, “φ
máx
”
[Grüning, 1973]. O uso da deformação verdadeira, e não da deformação convencional, só vem a
confirmar a aplicação da Lei da Constância de Volume para processos com grandes
deformações, já que as igualdades descritas nas equações (2.4) e (2.5) são possíveis.
0
lbh
para simetria cartesiana
0
prh
para simetria cilíndrica
Da mesma forma que se fez com a deformação, a tensão utilizada para fins de
deformação plástica também deve ser a tensão verdadeira “σ
v
” dada pela equação (2.6). Esta
tensão considera a força verdadeira “F
v
” e a área verdadeira da seção “A
v
” a cada instante da
deformação. Por outro lado, a tensão convencional ou de engenharia “S
E
” somente considera a
área inicial “A
0
” do processo, tendo sua relação com a tensão verdadeira explicitada na última
igualdade da equação (2.6) [Grüning, 1973].
)1(
E
V
V
V
S
A
F
(2.2)
(2.3)
(2.4)
(2.5)
(2.6)
14
No estudo da deformação mecânica são adotados critérios de escoamento visando
prever a tensão de início de escoamento sob condições diversas de carregamento. Existem dois
critérios plenamente difundidos na literatura científica: o critério de von Mises e o critério de
Guest-Tresca. No critério de von Mises a tensão de escoamento “σ
e
” é obtida quando a energia
de distorção atinge seu valor máximo (crítico) para um ensaio uniaxial de tração, sendo expressa
pela equação (2.7), onde “σ
1
”, “σ
2
” e “σ
3
” são as tensões principais nas três direções cartesianas
[Dieter, 1981; Breschiani Filho et al., 1986].
2
1
2
13
2
32
2
21
2
1
e
O critério de von Mises define ainda que o limite de escoamento por cisalhamento
“τ
e
”, será menor do que a tensão de escoamento para um ensaio de tração uniaxial, conforme
descrito na equação (2.8).
e
e
e
577,0
3
No critério de Guest-Tresca, ou da máxima tensão cisalhante, admite-se que o
escoamento ocorre quando a tensão de cisalhamento máxima “τ
máx
” atinge o valor da tensão de
cisalhamento do ensaio uniaxial de tração “τ
e
”, sendo definida pela equação (2.9).
e
e
emáx
5,0
2
2
31
Ao adotar algum dos critérios de escoamento para um determinado material, somente
se está definindo uma tensão crítica ao escoamento que, no caso da deformação plástica, o
material terá que ultrapassar para satisfazer sua deformação. Porém, na grande maioria das
vezes, faz-se necessário obter os valores de tensão durante o processo, bem como, a descrição
completa desse fenômeno e sua interação às condições físicas e mecânicas. Para isso, são
utilizadas técnicas como as descritas nos trabalhos de Dieter, 1981, Helman e Cetlin, 1983, e
Bresciani Filho et al., 1986, com destaque para os métodos dos blocos (slab method), do campo
das linhas de deslizamento (slip lines field), elementos finitos e simulações físicas ou numéricas.
Estes métodos, em geral, estabelecem soluções analíticas e experimentais para os modelos
físicos que descrevem os processos de deformação, os quais consideram condições peculiares
(2.9)
(2.8)
(2.7)
15
aos diferentes processos, como: tensões, deformações, velocidades, energia, potência, etc. Há
ainda métodos gráficos, que permitem rapidez na obtenção dos resultados mas que, porém,
apresentam baixa confiabilidade devido às simplificações adotadas.
Dieter, 1981, p. 62, já afirmava que “a deformação plástica depende da maneira
segundo a qual é exercida a solicitação mecânica até se atingir o estado final da peça”. Logo,
torna-se evidente que para a análise e desenvolvimento integrado de qualquer processo de
deformação é fundamental envolver parâmetros do material a conformar, bem como, das
características do projeto e do processo a ser utilizado. Sendo assim, a seguir serão abordados os
principais parâmetros de influência sob a deformação plástica do material, entre eles: o tipo de
material, o gradiente térmico, a velocidade do processo, as condições de atrito e lubrificação e,
posteriormente, com destaque ao processo de forjamento, temas relacionados ao projeto do
produto forjado e ao ferramental utilizado.
2.1.1 Efeito do material
Nos processos de deformação mecânica, inclusive no forjamento, é possível trabalhar
com diferentes materiais, que por sua vez apresentam propriedades físicas e mecânicas distintas.
Estas características são decorrentes da diversidade de ligas e composições químicas existentes
para os materiais mecânicos, bem como, do nível de heterogeneidades presentes na matriz
metálica, como: vazios, inclusões, elementos de liga, etc.
Chiaverini, 1986, destaca que a adição de elementos de liga em materiais metálicos
afeta sua isotropia, influenciando suas propriedades mecânicas, como: usinabilidade,
temperabilidade, dureza a quente, capacidade de corte, resistência ao desgaste e a oxidação, entre
outros. Nesse sentido, e reportando-se ao processo de forjamento, também é possível afirmar que
parâmetros como: formabilidade e forjabilidade, também são influenciados. A forjabilidade pode
ser definida como a capacidade de um sólido metálico poder ser conformado por forjamento sem
apresentar fissuras e/ou outros defeitos que comprometam sua integridade.
Helman e Cetlin, 1983, destacam que, em geral, os metais apresentam significativa
capacidade de sofrer mudança de forma (formabilidade), característica que varia conforme o tipo
de material, sendo influenciada por três aspectos: a formação de estricções – quando o material é
tracionado e apresenta redução localizada de seção, a flambagem – quando a peça é delgada
podendo dobrar-se sob ação de forças compressivas, e a fratura do material – quando surgem
rupturas do material em sua superfície ocasionando comprometimento da peça. Esses três
aspectos são desfavoráveis ao processo de forjamento, devendo ser evitados.
16
Na previsão do comportamento dos materiais durante o processo de deformação
plástica são utilizadas representações gráficas denominadas “curvas de escoamento” ou “curvas
tensão versus deformação”. Estas curvas descrevem a relação entre as tensões e deformações
atuantes no material sob condições específicas e para diversos materiais, conforme ilustrado na
figura 2.10.
Figura 2.10 – Curva de escoamento para diferentes materiais.
Fonte: [Garcia et al., 2000, p. 10].
Jarreta et al., 2008, salientam que a curva de escoamento além de orientar o
comportamento mecânico durante o processo, define o pico de tensão e de deformação críticos
para o início da recristalização, fenômeno já contextualizado neste trabalho. Da mesma maneira,
Grüning, 1973, relata que a região de interesse da conformação é aquela entre o limite de
escoamento do material e o limite de resistência à tração, ou seja, na região de plasticidade
estável. Vale ressaltar que as curvas de escoamento devem retratar a tensão e a deformação
verdadeiras, já que para Dieter, 1981, p. 63, “a curva tensão versus deformação é de interesse
fundamental na teoria da plasticidade quando este gráfico representa a tensão e a deformação
verdadeira do material”. Na figura 2.11 são exemplificadas diferentes curvas de escoamento, que
17
podem retratar o comportamento de um mesmo material, porém submetido a condições diversas
de processamento.
Figura 2.11 – Curvas de escoamento.
Fonte: [adaptado de Bresciani Filho, 1997, p. 310; Dieter, 1981, p. 64; Pacheco, 2007, p. 12].
Os principais fatores que influenciam as curvas de escoamento e, por conseqüência,
alteram o comportamento e o valor de tensão “σ” atuante no material durante a deformação são:
a temperatura “T”, a deformação verdadeira “φ”, a velocidade ou taxa de deformação “
”, além
da microestrutura do material “M
mat
”. Logo, σ = f (T, φ,
, M
mat
), conforme destacam
Kobayashi et al, 1989.
Lange, 1994, p. 11.16, salienta que “o mais importante – como no cálculo de todas as
forças atuantes no forjamento – é conhecer a tensão de escoamento em função da temperatura,
deformação e taxa de deformação, tão exato quanto possível”. Assim, na figura 2.12, são
representadas curvas de escoamento de uma liga a base de níquel (denominada comercialmente
de VAT
®
718) obtidas no trabalho de Jarreta et al., 2008, onde se destaca a influência da
temperatura sobre essas curvas.
Figura 2.12 – Curvas de escoamentos da liga VAT
®
718 em diferentes temperaturas.
Fonte: [Jarreta et al., 2008, p. 32].
18
Para Weisheimer et al., 2005, e Souza et al., 2008, o comportamento do material
quando deformado plasticamente, e analisado através de softwares específicos, é resultado da
interpolação da curva tensão versus deformação existente em seus bancos de dados. Esse
procedimento visa obter o comportamento do material para as mais diversas condições de
temperatura e/ou taxa de deformação simuladas. Souza et al., 2008, p. 8, salientam que “à
medida que se aumenta a velocidade de deformação, maiores são as tensões de escoamento”, o
que se evidencia através da figura 2.13, considerando um aço ABNT/SAE/AISI 1045.
Figura 2.13 – Efeito da temperatura, da deformação e da taxa de deformação na tensão de
escoamento do aço ABNT/SAE/AISI 1045.
Fonte: [adaptado de Lange, 1994, p. 11.17].
2.1.2 Efeito do gradiente térmico
Helman e Cetlin, 1983, destacam que os metais são comumente deformados a
temperaturas que variam desde a temperatura ambiente até aquelas próximas ao seu ponto de
fusão. No processo de conformação metálica, tanto a deformação plástica quanto o atrito
contribuem para a geração de calor, sendo que 90 a 95% da energia mecânica envolvida são
transformados em calor [Kobayashi et al, 1989]. Logo, o controle e previsão do comportamento
termo-mecânico do material durante seu processamento é importante, principalmente para evitar
o aparecimento de trincas, fissuras e outros defeitos térmicos, que podem comprometer o
19
processo e a integridade da peça [Helman e Cetlin, 1983]. Nesse sentido, é comum utilizar
temperaturas de referência para classificar o processo e predizer suas propriedades. A
classificação mais utilizada nos processos de conformação, em especial no forjamento, diz
respeito à temperatura homóloga do processo “T
h
”, que consiste na relação entre a temperatura
absoluta do material no início do processo “T
mat
” e a temperatura absoluta de início de fusão
desse material “T
fusão
” (todas em Kelvin [K]), expresso na equação (2.10).
fusão
mat
h
T
T
T
A partir da “T
h
” é possível classificar os processos e prever algumas situações e/ou
características destes, conforme descrito resumidamente na tabela 2.2.
Tabela 2.2 – Classificação e características do processo a partir de sua “T
h
”.
Classificação
do processo
Características
0 < T
h
≤ 0,3 a frio
- Exige maior potência de máquina;
- Material endurece por encruamento;
- Deformação limitada pela ocorrência de fratura;
- Necessita de ciclos de deformação e recristalização;
- Material apresenta elevada resistência, dureza e tensão de escoamento,
com perda da ductilidade e alongamento;
- Excelente precisão dimensional (IT8 a IT11);
- Acabamento superficial ≈ 10 µm.
0,3 < T
h
≤ 0,5 a morno
- Ocorre recuperação dos grãos, mas sem a formação de novos grãos (sem
recristalização);
- Recuperação parcial da ductilidade;
- Potência e tensão de conformação, e demais propriedades com valores
intermediários entre o trabalho a frio e a quente;
- Moderada precisão dimensional (IT11a IT14);
- Acabamento superficial ≈ 30 µm.
0,5 < T
h
≤ 1 a quente
- Exige menor potência de máquina para a mesma deformação;
- Ocorre amaciamento simultâneo do material com o encruamento, a
partir da formação de novos grãos (recristalização);
- Tensão de escoamento permanece aproximadamente constante;
- Diminui a resistência mecânica do metal;
- Elevada taxa de oxidação do material devido à intensa vibração térmica;
- Temperaturas muito elevadas podem levar a fusão do material e,
conseqüente, rupturas por fragilidade a quente (hot shortness), além de
desgaste da ferramenta e lubrificação difícil;
- Variação dimensional devido à contração do material (IT13 a IT16);
- Acabamento superficial ≈ 50 a 100 µm.
Fonte: [adaptado de Helman e Cetlin, 1983; Chiaverini, 1986, Norton, 2004; Pacheco, 2007;
Geier, 2007].
(2.10)
20
Existe ainda o chamado “forjamento isotérmico”, quando as matrizes possuem a
mesma temperatura da peça que está sendo forjada, sendo indicado para peças de ligas leves ou
não ferrosas (ex. alumínio) com baixo ponto de fusão. Helman e Cetlin, 1983, e Souza et al.,
2008, destacam que o efeito da temperatura sobre as tensões de escoamento é preponderante, e
em qualquer taxa de deformação, influenciando diretamente a qualidade do produto final. Na
figura 2.14 é representada essa influência a partir da “T
h
”.
Figura 2.14 – Variação típica do limite de escoamento de um metal com aumento da “T
h
”.
Fonte: [Helman e Cetlin, 1983, p. 49].
Lange, 1994, apud Lindner, 1965, mostra através da figura 2.15 a variação da tensão
de escoamento devido à temperatura, à deformação “
” e à taxa de deformação “
”, bem
como, indicando a perda de carga por oxidação durante o forjamento de um aço ao carbono
ABNT/SAE/AISI 1015.
Figura 2.15 – Efeito da temperatura na forjabilidade do aço ABNT/SAE/AISI 1015.
Fonte: [Adaptado de Lange, 1994, p. 11.117, apud Lindner, 1965].
21
Pacheco, 2007, descreve ainda outro método de classificação a partir da temperatura,
que também é citado nos trabalhos de Grüning, 1973, Bresciani Filho et al., 1997, e Norton,
2004. Nesse caso, se a matéria-prima não for aquecida antes da deformação é considerado um
processo a frio, caso o aquecimento seja moderado e abaixo da temperatura de recristalização o
processo é a morno, mas se o material é aquecido acima da temperatura de recristalização e cuja
forma cristalina facilite a deformação, tem-se o processo a quente.
Nenhum dos métodos de classificação por temperatura está completamente certo ou
errado, já que o efeito do gradiente térmico se baseia em fenômenos complexos e variáveis
conforme: o tipo de processo, o estado de tensões, o tempo e velocidade de trabalho, o nível de
discordâncias, a composição química, as condições de troca térmica, etc. [Bresciani Filho et al,
1986; Pacheco, 2007].
Para Bresciani Filho et al., 1997, e considerando o processo de forjamento a quente,
o material precisa ser aquecido até uma temperatura tal que lhe confira elevada plasticidade
durante todo o processo, sem atingir seu ponto de fusão. Logicamente, essa temperatura varia
conforme o tipo de material e sua composição química, como listado na tabela 2.3.
Tabela 2.3 – Faixas de temperatura para conformação a quente de alguns materiais.
Material Faixa de temperatura [°C]
Ligas de alumínio 320 a 520
Ligas de cobre (latões) 650 a 850
Aço de baixo teor de C 900 a 1150
Aço de médio teor de C 850 a 1100
Aço de alto teor de C 800 a 1050
Aço-liga com Mn ou Ni 850 a 1100
Aço-liga com Cr ou Cr-Ni 870 a 1100
Aço-liga com Cr-Mo 850 a 1050
Aço inoxidável 750 a 1100
Fonte: [Bresciani Filho et al., 1997, p. 161, apud Billigmann e Feldmann, 1979, p. 77].
Jarreta et al., 2008, ressaltam que a faixa de temperatura para o forjamento de
algumas ligas à base de níquel é bastante estreita, sendo necessário controlar o gradiente térmico
envolvido no processo. Nesse sentido, um processo a quente com temperaturas iniciais elevadas
deve ter seu gradiente térmico controlado, visando evitar que o material atinja sua temperatura de
fusão durante o processo, bem como, o surgimento de defeitos devido ao superaquecimento.
Brito et al., 2002, enfatizam que quando o ferramental apresenta temperatura inferior
à da peça, e o tempo de fabricação permite a transmissão de calor dissipado pela ferramenta, há o
desenvolvimento de gradientes térmicos ainda mais significativos no interior da peça. Helman e
Cetlin, 1983, destacam que quanto maior a velocidade de deformação menor será a dissipação de
22
calor, e conseqüentemente maior será a temperatura do produto fabricado. Logo, a velocidade do
processo também influencia na deformação de um material, principalmente, com relação ao
gradiente térmico, modificando as curvas de escoamento.
2.1.3 Efeito da velocidade
Grüning, 1973, Norton, 2004, e Silva e Costa, 2006, salientam que o comportamento
dos metais durante a conformação é fortemente influenciado pela velocidade do processo, além
de sua temperatura. Assim, para um processo de forjamento, quanto maior a temperatura e
velocidade do processo maior será a taxa de deformação possível. Para Dieter, 1981, a taxa ou
velocidade de deformação exerce três efeitos durante a conformação: aumento da tensão de
escoamento, aumento da temperatura devido ao aquecimento adiabático, e a melhoria da
lubrificação conforme as características da película lubrificante.
Grüning, 1973, através da figura 2.16, exemplifica que a resistência à mudança de
forma num processo a quente é influenciada pela velocidade e temperatura. Velocidades muito
elevadas comprometem a formação e o crescimento de novos grãos cristalinos no interior do
metal, ocorrendo pequenos encruamentos que interferem na resistência à conformação.
Figura 2.16 – Representação das curvas de encruamento na conformação a frio e a quente.
Fonte: [Grüning, 1973, p. 26].
Para Dieter, 1981, quando as velocidades de conformação são combinadas com
zonas de deformação pequenas, é possível produzir processos com taxas de deformação
localizadas e com valores elevados. Estes processos são conhecidos como “conformação a altas
taxas de energia” (CATE), e possibilitam velocidades superiores à 200m/s. A conformação por
explosão é um bom exemplo de um processo CATE, sendo indicado em substituição aos
processos que utilizam prensas hidráulicas de grande porte, obtendo elevada dureza e mínima
23
distorção dos grãos, além de precisão dimensional. Processos com velocidades muito baixas são
definidos como “conformação em condições de superplasticidade”, onde há elevada
sensibilidade à taxa de deformação, e cujos valores não ultrapassam a 0,01 s
-1
.
Lange, 1994, apud Stöter, 1960, relata que o tempo de pressão também é outro fator
que influencia na deformação plástica, principalmente com relação ao processo de forjamento. O
tempo de pressão consiste no período em que a matriz, durante o processo, mantém a força
(pressão) de deformação sobre o material, sendo uma grandeza variável e dependente do tipo de
maquinário empregado, conforme listado na tabela 2.4.
Tabela 2.4 – Valores típicos do tempo de pressão conforme o equipamento utilizado.
Maquinário e velocidade Tempo de pressão [ms]
Martelos de alta velocidade (≈ 16m/s)
0,5 a 5
Martelos de queda livre (≈ 6m/s)
1 a 10
Prensas excêntricas de parafuso
20 a 100
Prensas de fricção por parafuso (≈ 0,5m/s)
50 a 150
Prensas hidráulicas (≈ 0,1m/s) 250 a 500
Fonte: [adaptado de Lange, 1994, p. 11.37].
2.1.4 Efeito do atrito e lubrificação
A tribologia é o ramo da ciência que estuda o atrito, bem como, os sistemas de
desgaste e lubrificação dos processos e demais dispositivos mecânicos. O contato entre as
superfícies do material e do ferramental, durante o tempo de pressão e ao decorrer do processo,
só é possível devido às condições de atrito existentes, que podem ser minimizadas através do uso
de lubrificantes. Para Wagoner e Chenot, 1996, o atrito entre a matéria-prima e as ferramentas
governa as peças deformadas e a performance de muitas operações de conformação, porém seu
valor ainda é minimamente quantificado se comparado a todo o fenômeno envolvido.
Helman e Cetlin, 1983, p. 38, conceituam “atrito por contato” como sendo o
mecanismo pelo qual se desenvolvem forças na superfície de dois corpos em contato, que se
traduzem numa resistência ao deslizamento de um corpo sobre o outro. O atrito por contato ainda
pode ser classificado em “atrito por contato fluido” – quando existe uma película de lubrificante
entre as superfícies, ou “atrito por contato seco” – sem qualquer lubrificante interposto.
No forjamento, o movimento relativo entre a matriz e o material pode ser dificultado
ou até mesmo impedido pela existência do atrito, principalmente em decorrência das tensões
geradas que se opõe ao movimento, e elevam a resistência à deformação. Além disso, outros
fatores são comprometidos, como: a regularidade de fluxo do material, a integridade superficial
24
das matrizes e peças, a temperatura do processo, etc. [Grüning, 1973; Helman e Cetlin, 1983;
Kobayashi et al., 1989; Ribeiro, 1993]. Mas vale ressaltar que o atrito não deve ser considerado
nocivo para todos os processos de conformação, pois para o processo de laminação a presença do
atrito se faz fundamental, já que permite o arraste do material através dos cilindros de laminação
[Helman e Cetlin, 1983; Pacheco, 2007].
Helman e Cetlin, 1983, salientam que nos processos de conformação mecânica o
atrito depende da natureza dos materiais, bem como, das forças de atração (adesão) atuantes
entre as regiões de contato. As micro-irregularidades das superfícies podem apresentar uma solda
no estado sólido devido à deformação localizada, à resistência ao cisalhamento e ao efeito de
“arar” que as saliências de um material mais duro podem causar sobre a superfície de um
material mais macio.
O atrito pode ser representado através de alguns coeficientes, sendo o atrito
coulombiano “µ” expresso na Lei de Coulomb, descrita na equação (2.11), e verificado entre as
superfícies conforme ilustrado na figura 2.17 [Helman e Cetlin, 1983].
Figura 2.17 – Forças presentes no atrito de um corpo.
Fonte: [adaptado de Helman e Cetlin, 1983, p. 39].
n
a
r
a
F
F
F
F
Na equação (2.11), “F
a
” é a força de atrito que se opõe a força “F
m
” que está
realizando o movimento, e “F
r
” é a reação imposta à força normal “F
n
” do corpo. Helman e
Cetlin, 1983, esclarecem que após o início do movimento de um corpo, a força “F
m
” necessária
diminui seu valor e, em conseqüência, “F
a
” também apresentará valor reduzido. Logo, é possível
afirmar que o “atrito dinâmico” – em condições de movimento, será sempre inferior ao “atrito
estático” – em condições de equilíbrio.
Devido à “solda” entre saliências das superfícies em contato, sob compressão, existe
um atrito dependente da força de cisalhamento dessa solda. Nesse caso, o desprendimento do
material ocorrerá por cisalhamento na periferia da solda, já que esta apresenta maior resistência
em decorrência do grau de endurecimento e da deformação do material [Helman e Cetlin, 1983].
(2.11)
25
Sendo assim, a força de atrito “F
a
” pode ser representada pela equação (2.12), que
leva em consideração a tensão de cisalhamento “τ” e a área de cisalhamento “A
s
”, cuja dimensão
é um pouco maior que a área de contato efetiva “A
c
”, e que por sua vez é menor que a área de
contato nominal “A
n
”, conforme ilustrado na figura 2.18a.
ssa
AF
Figura 2.18 – a) Representação à nível microscópico de duas superfícies em contato. b) Relação
qualitativa da variação da área de cisalhamento e da força de atrito com a força normal.
Fonte: [Helman e Cetlin, 1983, p. 40 e 41].
Helman e Cetlin, 1983, enfatizam que quanto maiores as forças compressivas
maiores serão as áreas “A
c
” e “A
s
”, tendendo a “A
n
”. Assim, na região I da figura 2.18b, é válida
a Lei de Coulomb. Com a anulação da inclinação da curva, a tensão por cisalhamento “τ” tende a
tensão de escoamento por cisalhamento “τ
e
”. Mas, como a interface dos metais em contato não
está livre de impurezas (óxidos, graxas, etc.) existirá uma resistência média ao cisalhamento,
menor do que aquela em condições de limpeza total. Nesse caso, a tensão será dada pela equação
(2.13) [Helman e Cetlin, 1983; Kobayashi et al., 1989].
e
m
Na equação (2.13) o coeficiente “m” é chamado de “atrito interfacial”, que na
deformação plástica assume valores de 0 ≤ m ≤ 1. E, considerando um estado uniaxial onde a
tensão de escoamento “σ
e
” torna-se o valor mínimo da tensão aplicada “σ”, é possível
estabelecer o valor máximo do coeficiente de atrito coulombiano “µ
máx
” através do critério de
(2.12)
(2.13)
a) b)
26
von Mises, conforme descrito na equação (2.14) [Helman e Cetlin, 1983; Ribeiro, 1993;
Wagoner e Chenot, 1996].
577,0
3
1
e
e
máx
Para Helman e Cetlin, 1983, o atrito “µ“ é geralmente utilizado nos processos de
conformação devido a sua simplicidade conceitual, porém em pressões elevadas de contato seu
valor passa a ser imprevisível. Ribeiro, 1993, destaca que quando utilizado para pequenas cargas,
a nível de elasticidade, o atrito “µ“ não tem limite máximo, mas se este for utilizado para
deformações plásticas (mesmo não sendo o mais indicado) seu valor deve estar compreendido
entre 0 e 0,577, cujo limite máximo é obtido pela tensão de cisalhamento conforme von Mises, e
já descrito pela equação (2.14).
Para Lange, 1994, as restrições da geometria das matrizes e o atrito são responsáveis
pela falta de homogeneidade durante a deformação, sendo possível identificar no forjamento a
quente e em matriz fechada três zonas distintas:
a) Stiching friction zone (zona de atrito com agarramento): para elevadas tensões
compressivas, apresentando µ = 0,5 ou 0,577, e sem movimento relativo entre peça e matriz;
b) Sliding friction zone (zona de atrito deslizante): com μ ≈ 0,3, para aços, com
elevada velocidade entre ferramenta e peça, e marcas unidirecionais na superfície da estrutura;
c) Shear-pressure zone (zona de corte de pressão): apresentando uma transição entre
as duas zonas anteriores, com área limitada, e significativa tensão de compressão normal, além
de reduzido movimento relativo entre matriz e peça.
O atrito “m” é o mais adequado para avaliar situações que envolvam deformação
plástica, possuindo uma relação com o atrito coulombiano já apresentada pela equação (2.13) e
ilustrada graficamente pela figura 2.19 [Ribeiro, 1993].
(2.14)
27
Figura 2.19 – Relação entre os coeficiente de atrito “µ” e “m”.
Fonte: [Ribeiro, 1993, p. 22, apud Löwven, 1971].
Kobayashi et al., 1989, descrevem na tabela 2.5 alguns valores para o atrito “m” sob
determinadas condições de material, tipo de conformação e lubrificação.
Tabela 2.5 – Valores do coeficiente de atrito “m” para diferentes processos.
m Processos aplicáveis
0,05 a 0,15
- Deformação a frio de ligas de aços, alumínio e cobre, utilizando lubrificantes a
base de fosfato ou óleos.
0,2 a 0,4
- Deformação a quente de ligas de aços, alumínio e cobre, utilizando lubrificantes
a base de grafite (água + grafite ou óleo + grafite).
0,1 a 0,3
- Deformação a quente de titânio e ligas de elevada temperatura, utilizando
lubrificantes a base de vidro.
0,7 a 1,0
- Quando não é utilizado lubrificante, em laminação por cilindros de chapas ou
tarugos, ou para extrusão de ligas de alumínio sem lubrificação.
Fonte: [adaptado de Kobayashi et al., 1989, p. 32].
Num processo de deformação o atrito não apresenta um comportamento constante,
crescendo das bordas dos materiais em contato para o centro, por isso geralmente se adota um
valor médio de atrito, já que também se considera uma tensão média para a deformação [Ribeiro,
1993]. Por sua vez, Helman e Cetlin, 1983, e Hentz et al., 2007, ressaltam que os fenômenos
físicos envolvidos no atrito são complexos, sendo praticamente inviável a determinação do atrito
real do processo, o que compromete a confiabilidade dos resultados de qualquer simulação.
Nesse sentido, são necessários ensaios e testes que reproduzam as condições reais de trabalho
visando à obtenção do valor verdadeiro de atrito.
28
No anexo A, são apresentados valores típicos do coeficiente de atrito coulombiano
para diversos processos. Geier, 2007, ainda destaca a existência de outros coeficientes de atrito
obtidos pelo Método Geral de Atrito de Wanheim e Bay, e pelo Método de Levanov, os quais
são descritos em seu trabalho.
Para Dieter, 1981, e Lange, 1994, o material escoa preferencialmente na direção que
apresenta a menor condição à fricção. Pois, considerando um processo de recalque, o fluxo de
material se dá mais facilmente para a superfície livre mais próxima, já que esta representa a
condição de menor atrito. Ou seja, o atrito influencia e pode ser influenciado por muitos fatores,
entre eles: a pressão de contato, a velocidade de deslizamento, a interação dos materiais
envolvidos, a temperatura, o tipo de lubrificação, etc. Sendo, a seguir, dado maior destaque às
condições de lubrificação.
2.1.4.1 Lubrificação
Helman e Cetlin, 1983, p. 43, definem os lubrificantes como “materiais sólidos,
líquidos ou gasosos, interpostos às superfícies dos corpos em contato, e que apresentam baixa
resistência ao cisalhamento”. As principais funções de um lubrificante no processo de forjamento
são: diminuir o atrito, facilitar movimento do fluxo de material, diminuir a força necessária para
a conformação da peça, minimizar o desgaste das ferramentas, controlar a taxa de transferência
de calor e o acabamento da peça, etc.
Lange, 1994, p. 11.47, exemplifica a influência dos lubrificantes no processo de
forjamento ao citar resultados experimentais envolvendo o forjamento de um aço ao carbono em
matriz fechada com temperatura de 930 e 1080°C. Os resultados demonstraram que após a
lubrificação à base de grafite foi obtida uma redução aproximada de 0,12 no coeficiente de atrito,
que era da ordem de 0,35 a 0,38.
A película de lubrificantes determina as condições de atrito presentes num sistema,
podendo ser classificada em: lubrificação seca, lubrificação líquida (ou viscosa), lubrificação
limite e situações intermediárias (ex.: semi-seca, semi-líquida, etc.), conforme as características
de cada lubrificante [Helman e Cetlin, 1983]. Por sua vez, Zdilla e Poole, 2009, p. 12, afirmam
que “a seleção e formulação de lubrificantes são freqüentemente tão únicas quanto a variação
dos parâmetros de forjamento nas empresas que os utilizam”, mas que o custo dos lubrificantes
situa-se em geral abaixo de 2% do custo do produto final, conforme indicado na figura 2.20.
29
Figura 2.20 – Percentual de custos num processo de forjamento.
Fonte: [Zdilla e Poole, 2009, p. 12].
Zdilla e Poole, 2009, p. 12, ainda afirmam que “os lubrificantes afetam 100% dos
custos de produção, incluindo: quantidade de sucata, taxas de produção, vida útil das matrizes,
manutenção, limpeza, otimização do tamanho das peças de trabalho e até mesmo custo com a
moral dos operadores”. Nesse contexto, a tribologia tem direcionado suas pesquisas a cerca da
adição de novos produtos aos lubrificantes tradicionais (grafite, óleos naturais, sintéticos, etc.),
como: uso de ligantes e bio-polímeros, agentes de molhabilidade, incorporação de aditivos
antidesgaste, modificadores das condições de atrito, etc. Isto, contribui para a melhoria do
desempenho dos lubrificantes, além de reduzir seus índices de inflamabilidade, volume de
fumaça gerado, e permitir maior solubilidade em água, reduzindo o impacto ambiental e custos
com tratamentos de resíduos.
Tendo contextualizado os princípios da deformação plástica bem como os principais
fatores que a influenciam, na seqüência será contextualizado o processo de forjamento
(peculiaridades e considerações) visando, posteriormente, apresentar a metodologia de
desenvolvimento integrado de produto para forjamento.
2.2 PROCESSO DE FORJAMENTO
Para Bresciani Filho et al, 1997, e Norton, 2004, a utilização do forjamento para a
fabricação de peças se deve à melhoria das propriedades mecânicas obtidas pelo material em
comparação a outros processos, como: usinagem, fundição, etc. No forjamento ocorre um
rearranjo na disposição dos constituintes do material deformado, passando a ter uma orientação,
além de permitir refinamento do grão, caldeamento das porosidades e vazios, dentre outras
vantagens.
30
Santos et al., 2006, apud Pertence e Cetlin, 1998, e Hentz et al., 2007, destacam
ainda que com o forjamento é possível obter produtos com propriedades mecânicas condizentes à
sua aplicação, aliado à economia de material e a alta produtividade. Este processo, pode ser
realizado em matriz livre ou em matriz fechada, a quente, a frio, a morno ou isotérmico,
conforme a temperatura de processo, apresentando características distintas, já citadas no decorrer
deste trabalho.
Durante o processo de forjamento a quente se faz necessário o aquecimento uniforme
da matéria-prima em todo volume da peça ou numa parte específica desta. Para isso, são
utilizados fornos com câmaras simples ou, até mesmo, fornos com controle específico de
atmosfera e temperatura, além de dispositivos mais sofisticados conforme a qualidade requerida.
Outra tecnologia de aquecimento utilizada pelas forjarias é o aquecimento por indução, onde a
matéria-prima é aquecida através de bobinas elétricas que criam um campo indutivo ao redor da
toda a peça ou em parte desta, causando seu aquecimento. Através desse método é possível obter
uniformidade de aquecimento, além de redução de custos e tempo de processo, já que essa
técnica pode ser realizada durante o transporte e/ou entre as etapas de corte e forjamento
propriamente dito.
O forjamento em matriz livre é destinado para quantidade pequena de peças e/ou
para peças com dimensões elevadas. O fluxo de material se dá livremente, sem restrição ao
movimento, pois suas matrizes apresentam superfícies simples, em geral, planas. Este processo
possui baixa precisão dimensional, sendo muito utilizado na preparação das geratrizes visando à
obtenção de pré-formas para posterior processo de forjamento em matriz fechada.
No processo em matriz fechada, o ferramental possui formas mais complexas, se
comparadas às matrizes do forjamento livre, retratando a geometria final da peça. É um processo
com maior qualidade dimensional, já que o fluxo de material dentro da matriz tem seu
movimento restringido e direcionado conforme o deslocamento do ferramental. Rodrigues e
Martins, 2005, destacam que o processo em matriz fechada pode ser classificado em “forjamento
convencional” – para obtenção de peças com dimensões e tolerâncias gerais de forjamento, ou
“forjamento de precisão” – com tolerâncias menores que se assemelham às dimensões finais da
peça, e que muitas vezes não apresentam rebarba e nem a necessidade de usinagem posterior.
Com relação ao direcionamento do material dentro da matriz, Grüning, 1973, e
Lange, 1994, salientam a existência de três modos principais de escoamento: recalque
(upsetting), alargamento (spreading) e ascensão (rising), conforme ilustrado na figura 2.21.
31
Figura 2.21 – Classificação do forjamento em matriz conforme o fluxo de material.
Fonte: [adaptado de Lange, 1994, p. 11.13].
No recalque a altura da peça é reduzida com escasso alargamento. O alargamento,
por sua vez, apresenta fluxo de material fluindo predominantemente em direção perpendicular ao
movimento das matrizes. Já na ascensão o fluxo de material se dá predominantemente no sentido
contrário às matrizes e perpendicular à linha da rebarba. Essa classificação, conforme Lange,
1994, e Pacheco, 2007, pode ser obtida analiticamente comparando as deformações verdadeiras
nas três direções básicas de uma geometria de envoltura, também representada na figura 2.21, e
que se assemelha à forma geométrica básica da geratriz. Logo, e considerando uma geratriz
cilíndrica, o processo pode ser definido através das relações apresentadas na equação (2.15),
onde “φ
he
” é a deformação verdadeira na altura da geometria de envoltura e “φ
de
” é a deformação
verdadeira no diâmetro dessa geometria.
amentoal
de
e
h
arg
recalque
dehe
ascensão
dehe
Com relação aos defeitos oriundos de fabricação, Santos et al., 2006, apud Mendonça
1995, destacam que os defeitos mais comuns encontrados nos produtos forjados são as trincas de
tração – formadas durante a expansão livre do material em decorrência de grandes deformações
ou fragilidade a quente, as trincas de atrito – decorrentes da ineficiência da lubrificação, e as
marcas da ferramenta – quando o material é comprimido contra a borda do punção.
(2.15)
32
Além desses, os forjados podem apresentar ainda: falha de preenchimento,
empenamentos, distorções e desalinhamentos (resultantes de folgas no maquinário e dos
processos de resfriamento e tratamentos térmicos sofrido pelo material), gotas frias e dobras
(decorrentes de fluxos anormais, incrustações de rebarbas e/ou escolha equivocada da geratriz),
inclusões de óxidos, queima e descarbonetação do material (decorrentes do aquecimento
excessivo da matéria-prima antes e/ou durante o processo), etc. Logo, percebe-se que a maioria
dos defeitos resulta do comportamento do material durante o processo e das condições de
fabricação e projeto para um determinado produto.
As etapas típicas de fabricação num processo de forjamento são: corte, aquecimento,
forjamento (livre ou em matriz fechada), rebarbação, tratamento térmico (recozimento,
normalização, etc.) e tratamentos superficiais posteriores [Bresciani Filho et al., 1997]. Mas para
evitar e/ou pelo menos minimizar os defeitos citados anteriormente, não basta apenas conhecer o
ciclo do processo e os fatores que o influenciam mas, também, avaliar, definir e/ou modificar
certos requisitos de projeto para um determinado produto forjado, integrando o conhecimento
técnico à prática industrial. Na seqüência, serão apresentadas algumas considerações que devem
nortear o projeto de forjamento para um produto.
2.3 PROJETO DE UM PRODUTO FORJADO
Geier, 2007, destaca que o projeto de fabricação de um produto por forjamento não é
uma tarefa simples, já que requer testes e ajustes até se atingir uma condição satisfatória de
produção. Para Santos et al., 2006, apud Mendonça, 1995, e Pacheco, 2007, o projeto de
forjamento deve contemplar as seguintes etapas: a) desenho da peça a ser forjada (análise
crítica); b) escolha da geratriz (matéria-prima, formato e dimensões); c) desenvolvimento de pré-
formas (se for necessário); d) projeto e fabricação das matrizes (material, tipo de fixação,
número e disposição das cavidades, número de etapas, etc.); e) escolha do equipamento; f)
acabamento (rebarbação e tratamento térmico).
2.3.1 Desenho da peça
Com relação ao desenho de uma peça forjada, deve-se realizar uma análise crítica
apontando: variações de geometrias e volumes, posição das linhas de partição, direção das linhas
de fluxo do material, inclinação das faces, existência de raios pequenos e/ou cantos vivos, e
previsão de sobre-metal. As linhas de fluxo do material devem ser definidas em conformidade
33
aos esforços que atuarão sobre a peça depois de pronta. Esse fluxo, de preferência, deve permitir
que a peça alcance as melhores condições de resistência mecânica.
A linha de rebarba deve ser dimensionada e executada na região mais favorável para
a confecção das matrizes superior e inferior e, em geral, naquela que apresentar maior perímetro
com relação à área da seção média da peça. A escolha da linha de rebarba, ou partição,
contribuiu para reduzir tempo e os custos com a usinagem, já que utilizando matrizes mais
simples (com baixa complexidade de detalhes) o processo de fabricação se torna otimizado.
As faces da peça devem ter um ângulo que permita sua fácil retirada junto à cavidade
da matriz, colaborando também com a lubrificação de toda sua superfície. Em geral, utilizam-se
ângulos situados entre 3° e 9°, cuja escolha dependerá do tipo de maquinário, posição junto à
seção da peça, e da altura das arestas que delimitam o perfil da peça [Grüning, 1973]. Além
disso, algumas peças obtidas por forjamento necessitam de usinagem posterior, neste caso deve-
se prever uma quantidade adequada de sobre-metal, em geral, a menor possível, mas sem
comprometer a usinagem. Outros fatores que justificam a adoção do sobre-metal são: o
empenamento e os desalinhamentos que as peças podem apresentar quando forjadas a quente, ou
até mesmo a frio, decorrente da contração do material e das folgas existentes no ferramental,
como já citado neste trabalho, e representado na figura 2.22.
Figura 2.22 – Desalinhamentos em peças forjadas. a) Peça axissimétrica. b) Peça com simetria
longitudinal.
Fonte: [Rossi, 1971a, p. 113].
Devem-se evitar grandes variações de geometrias e volumes das peças, já que isto, na
maioria das vezes, resulta em maior número de etapas para o processo, desperdício de material
junto à rebarba, pontos favoráveis à concentração de tensões e nucleação de trincas,
principalmente na zona de intersecção das seções. A deformação de um material, durante o
forjamento, está sujeita a estados de tensões complexos, conforme já descrito nesse trabalho,
assim, volumes maiores de material apresentam maior dificuldade de movimentação dentro das
matrizes, exigindo maior força para seu processamento. Portanto, a caracterização da
complexidade de forma da peça é um fator importante no projeto de um produto forjado. Na
figura 2.23 é apresentada uma classificação a partir da complexidade de forma, que aumenta
34
conforme indicado pela seta. As classes I (forma compacta) e II (forma de disco) apresentam
simplicidade geométrica, e podem ser fabricadas numa única operação. A classe III (forma muito
alongada) é composta por peças mais complexas, que na grande maioria das vezes necessitam
operações intermediárias e pré-formas.
Figura 2.23 – Classificação quanto a complexidade de forma para o forjamento.
Fonte: [adaptado de Dieter, 1981, p. 510].
III
II
I
35
2.3.2 Projeto e fabricação das matrizes
As matrizes são partes do ferramental que entram em contato direto com o material
da peça, sendo constituídas de duas metades: a matriz inferior que é fixada junto à bigorna, e a
matriz superior que fica presa junto ao cursor (martelo). As matrizes são submetidas a elevadas
tensões de compressão (radial e axial), solicitações térmicas e choques mecânicos que podem
deformá-las, comprometendo as dimensões e tolerâncias da peça [Grüning, 1973]. Por isso, essas
condições devem ser previstas no projeto, no detalhamento e na fabricação desses dispositivos.
Para Chiaverini, 1986, e Grüning, 1973, os materiais destinados às matrizes
apresentam uma série de requisitos, dentre eles destacam-se: tenacidade, resistência mecânica e
ao desgaste, dureza a quente, usinabilidade e temperabilidade, limite de escoamento e
alongamento elevado, tamanho de grão pequeno e considerável indeformabilidade. Os aços
comumente utilizados para as matrizes, tanto de forjamento quanto extrusão ou fundição sob
pressão, são designados pela ABNT, SAE e AISI com a letra “H” (ex.: H11, H12, H13 e H15),
que consistem em aços ao cromo-molibdênio, possuindo baixo nível de carbono (entre 0,45 e
0,40%), baixo manganês (entre 0,25 e 0,30%), silício (entre 0,50 e 1,0%), cromo (aprox. 5,0%),
molibdênio (entre 1,5 e 5,0%), e eventualmente vanádio (entre 0,4 a 1,0%) e tungstênio (em
torno de 1,5%) [Chiaverini, 1986].
No forjamento livre, as matrizes não apresentam complexidade de formas e nem
detalhes específicos, já que se busca a produção de lotes pequenos de peças que, em geral,
possuem dimensões consideráveis. Nas matrizes fechadas, as cavidades são fabricadas através de
processos tradicionais de usinagem (ex.: corte, furação, torneamento e fresamento), bem como,
por processos mais elaborados (ex.: eletroerosão) devido à complexidade geométrica de algumas
peças. Na figura 2.24 é ilustrada uma matriz inferior progressiva para forjamento, com cavidades
destinadas a diferentes funções.
Figura 2.24 – Ilustração de uma matriz inferior progressiva.
Fonte: [adaptado de Rossi, 1971a, p. 137].
36
Outro fator a ser levado em consideração durante o projeto das matrizes é contração
do material após o processo de forjamento. Nesse caso, deve-se executar a confecção das
matrizes e de suas cavidades com a tolerância máxima da peça, bem como deve ser previsto
sobre-metal para posterior usinagem, se necessário. Além disso, considerações a respeito da
variação de geometrias e volumes, existência de raios e ângulos de extração, que já foram citados
com relação ao desenho da peça, devem ser novamente verificados. Principalmente, com relação
ao centro de aplicação da força, que deve ser dimensionado de tal maneira que coincida com o
centro da máquina, evitando assim momentos fletores indesejáveis, e que podem comprometer a
vida útil do ferramental.
Dieter, 1981, destaca que no projeto das matrizes deve ser previsto afunilamentos
que permitam a remoção das peças acabadas, com ângulos de saída em torno de 5º para aços.
Logo, ângulos agudos, almas finas, frisos ou arestas muito altas são de difícil confecção, além de
prejudicar a remoção da peça. Grüning, 1973, e Lange, 1994, destacam ainda que a distância
entre as cavidades e a borda das matrizes devem ser definidas conforme suas respectivas
profundidades, adotando como referência a tabela 2.6.
Tabela 2.6 – Dimensões mínimas das matrizes de forjamento.
Profundidade
da cavidade
“h
c
” [mm]
Espessura mínima
de parede entre
aresta exterior e a
cavidade “a” [mm]
Espessura
mínima de
parede entre
duas cavidades
“a
1
” [mm]
Altura
mínima
da matriz
“H”
[mm]
6 12 10 100
10 32 25 125
25 40 32 160
40 56 40 200
63 80 56 250
100 110 80 315
125 130 100 355
160 160 110 400
Fonte: [adaptado de Grüning, 1973, p. 58, e Lange 1994, p. 11.85].
Outro detalhe a ser considerado durante a fabricação das matrizes é a calha (ou
bacia) da rebarba, pois conforme Lange, 1994, o projeto da calha da rebarba afeta as condições
de tensão junto ao canal da rebarba e da própria cavidade da matriz. Dieter, 1981, salienta que é
muito importante prever uma quantidade suficiente de material para preencher toda a cavidade
da matriz. Mas essa previsão, muitas vezes, se torna difícil de mensuração, sendo necessária
utilização de uma quantidade de material um pouco maior para compensar as perdas por
oxidação, quando o trabalho é efetuado a quente. Portanto, dimensiona-se a chamada “rebarba de
37
forjamento”, que consiste no excesso de material em formato de tira, que escoa para fora da
matriz em torno do perímetro da peça. Rebarbas muito estreitas exigem maior capacidade do
maquinário, pois há aumento da resistência ao escoamento do metal no interior da matriz, logo
seu adequado dimensionamento é um dos fatores que influenciam no processo.
Dieter, 1981, afirmar que “o segredo para o projeto da rebarba reside no ajuste de
suas dimensões de maneira que o deslocamento do metal para a calha da rebarba seja mais difícil
do que o preenchimento dos detalhes da matriz”, mas sem que isto eleve as cargas de forjamento,
e comprometa a integridade das matrizes. Na figura 2.25 são ilustrados diferentes tipos de calhas
para rebarba, e é apresentado o gráfico da força necessária durante o forjamento, onde se verifica
a influência da rebarba.
Figura 2.25 – a) Tipos de calhas de rebarba. b) Força típica de forjamento em matriz.
Fonte: [adaptado de Rossi, 1971a, p. 131; Dieter, 1981, p. 499].
Grüning, 1973, apresenta as possíveis dimensões para a rebarba a partir da tabela 2.7,
sendo que quanto maior a largura “b” e menor a espessura “s” da rebarba maior será a resistência
à deformação do material, bem como, grandes relações de “b/s” necessitam maiores esforços de
conformação. Outros fatores que devem ser considerados são: os possíveis desalinhamentos das
matrizes (conforme já citado no tópico anterior), e a definição das tolerâncias da peça, que
devem ser previamente estabelecidas e em conformidade ao processo de fabricação e da
qualidade requerida.
a) b)
38
Tabela 2.7 – Valores orientativos para o dimensionamento da rebarba.
Relação de rebarba “b/s”
Área projetada da peça no
plano da rebarba (sem incluir a
rebarba) “A
p
” [mm
2
]
Espessura da
rebarba “s” [mm]
Recalque Alargamento Ascensão
até 1800 0,6 8 10 13
de 1800 até 4500 1,0 7 8 10
de 4500 até 11200 1,6 5 5,5 7
de 11200 até 28000 2,5 4 4,5 5,5
de 28000 até 71000 4 3 3,5 4
de 71000 até 180000 6,3 2 2,5 3
de 180000 até 450000 10 1 2 2,5
Fonte: [Grüning, 1973, p. 63].
Visando garantir a melhor produtividade, aliado a menor tolerância e desgaste das
matrizes Pye, 2009, ressalta que a indústria do forjamento tem procurado e testado diversas
técnicas metalúrgicas para o aumento da longevidade superficial do ferramental de forjamento. O
método mais comumente utilizado é a nitretação, em decorrência da não necessidade de têmpera
– que reduz os riscos de distorções nas matrizes com formas e secções complexas. Outro método
que vem sendo muito utilizado para revestimento de matrizes é a deposição física de vapor
(PVD), que necessita baixa temperatura e não requer transformações de fases na superfície da
matriz, que é o caso da deposição química de vapor (CVD).
2.3.3 Escolha das geratrizes e pré-forma
Conforme já ilustrado, na figura 2.23, os componentes forjados podem assumir
variadas formas e volumes. A escolha adequada da geratriz contribui para melhorar o fluxo de
material, reduzindo possíveis defeitos (ex.: falha de preenchimento, irregularidade do fluxo, etc),
além de evitar o desgaste excessivo da matriz e reduzir a força necessária ao forjamento.
A definição da geratriz para um produto forjado, em geral, está condicionada a
complexidade da peça, sua forma geométrica básica, disponibilidade comercial e custo. Porém,
escolha da geometria básica da geratriz segue algumas regras práticas que são:
1°) Analisar a geometria da peça, fazendo uma comparação desta com as geometrias
básicas encontradas para produtos perfilados, trefilados e/ou laminados, como: círculo, polígono,
quadrado, retângulo, etc.;
2°) Escolher aquela geometria que melhor se assemelha ao perfil da peça. Porém,
deve-se dar preferência à geometria circular, já que essa possibilita condições de atrito e tensões
menores no início da deformação, além de disponibilidade comercial em diferentes bitolas
(diâmetros), o que facilita sua adequação ao processo. Posteriormente, podem ser utilizadas
39
geometrias poligonais (hexaédricas), quadradas, retangulares e aquelas confeccionadas através
de chapas. Para peças de dimensões maiores são utilizados ainda lingotes ou tarugos;
3°) O volume da geratriz “V
G
”, já tendo sido definida a geometria básica, deve ser no
mínimo igual ao volume da peça ”V
P
” mais o volume da rebarba “V
R
” e mais o volume
decorrente das perdas por oxidação “V
Per
”, quando o processo é efetuado a quente – que na
média consiste em 5% do volume da peça com rebarba. Sendo assim, o volume da geratriz pode
ser obtido através da equação (2.16), onde “p
médio
” é o perímetro médio entre a extremidade da
rebarba e a face externa da peça;
95,0
)..(
95,0
médioP
RP
PerRPG
psbVVV
VVVV
Em muitos casos a geometria da peça é tão complexa que mesmo adotando geratrizes
semelhantes ocorrem defeitos que comprometem a qualidade do produto. Sendo assim, para
suavizar a deformação do material entre as matrizes são confeccionadas as “pré-formas”.
A pré-forma pode ser definida como aquela geometria e/ou volume de material que
antecede a etapa final de forjamento. Para um processo com apenas uma etapa a própria geratriz
pode ser considerada a pré-forma deste processo. Brito et al., 2009, e Flach, 2007, destacam que
as pré-formas podem ser fabricadas por processos como: recalcamento, estiramento, forjamento
em rolo, dobramento e/ou junto à matriz principal, bastando para isso usinar cavidades que
antecedem à cavidade final. O dimensionamento da pré-forma proporciona um fluxo uniforme de
material na matriz, evitando choques entre o material que está sendo deformado e a matriz,
possibilitando maior vida útil da ferramenta e melhor acabamento superficial do forjado. Outro
fator que favorece a utilização de pré-formas é minimizar a força necessária à deformação,
possibilitando a utilização de maquinário com menor capacidade. Rojas, 2003, ressalta em seu
trabalho que a otimização de pré-formas e geratrizes consiste em definir a geometria inicial
necessária para um componente, de maneira que após o forjamento obtenha-se o formato
desejado da peça.
Rojas, 2003, cita ainda o caso clássico do forjamento de um cilindro, que após o
processo assume o formato de barril, conforme ilustrado na figura 2.26 e já abordado neste
trabalho. O mesmo autor lança um questionamento que, de certa forma, resume a importância da
definição adequada das geratrizes e pré-formas: “Se for desejado que a peça final seja um
cilindro, qual deverá ser o formato inicial da peça?”.
(2.16)
40
Figura 2.26 – Otimização de pré-forma no forjamento.
Fonte: [Rojas, 2003, p. 112].
Para o dimensionamento da pré-forma Pacheco, 2007, apresenta, como um dos
métodos mais conhecidos, o “Método de Drabing” ou também chamado “Método das Áreas
Projetadas”, conforme detalhado por Flach, 2007, apud Metals Handbook, 1988.
Esse método é descrito resumidamente a seguir, e ilustrado na figura 2.27:
1°) Desenhar a peça em duas vistas: uma delas deve ser o plano da rebarba e a outra
perpendicular a este plano, em escala reduzida ou tamanho natural;
2°) Estimar a rebarba (largura e espessura) e desenhá-la junto às duas vistas;
3°) Traçar planos perpendiculares ao plano da rebarba, interseccionando a peça, pelo
menos, em suas descontinuidades (quanto mais planos melhor);
4°) Calcular a área da seção “A
seção
” correspondente à intersecção de cada plano com
as vistas da peça, lançando num gráfico de valores das áreas;
5°) A partir dos valores das áreas, e com a forma geométrica básica escolhida, deve-
se definir a grandeza de referência, conforme tabela 2.8, lançando os valores num gráfico da pré-
forma;
6°) A partir do gráfico da pré-forma, dimensiona-se a geratriz pelo maior valor
obtido da grandeza de referência. Logicamente, deve-se considerar a disponibilidade comercial
dessa grandeza, ou seja, sua bitola. Posteriormente, a pré-forma pode ser dimensionada através
do gráfico da pré-forma, porém, neste caso, devem ser previstas operações que antecedem o
forjamento propriamente dito, ou ainda, a confecção de matrizes progressivas. Vale destacar que
a pré-forma ainda deve ter seu contorno suavizado, eliminando vértices acentuados. O uso de
pré-formas é utilizada para geometrias complexas, que exijam um elevado grau de deformação e
força excessiva ao processo de deformação, necessitando maior número de etapas.
A aplicação de softwares de desenho em 3D auxilia no desenvolvimento do Método
de Drabing, já que os procedimentos 1 a 4 são facilmente obtidos com a utilização dessas
ferramentas, além do modelamento das geratrizes e pré-formas para posterior simulação. O uso
de planilhas eletrônicas também contribui para o cálculo de diferentes grandezas de referência,
considerando as principais geometrias básicas fornecidas comercialmente.
41
Figura 2.27 – Ilustração do Método de Drabing.
Tabela 2.8 – Grandezas de referência conforme a geometria básica.
Geometrias básicas
Área da seção “A
seção
”
Grandezas de referência
Circular
2
iseção
RA
seção
i
A
R
Poligonal hexaédrica
2
5981,2
Hexseção
LA
Hex
seção
i
seção
Hex
L
A
H
A
L
3
2
5981,2
Quadrada
2
iseção
LA
seçãoi
AL
Retangular ou em
chapa
iiseção
LEA
i
seção
i
seção
i
E
A
L
A
E
3
(R
i
= Raio da seção; L
i
= Largura da seção; L
Hex
= Lado do hexágono; H
i
= Altura da seção; E
i
= Espessura da seção)
Brito et al., 2009, ressaltam que no forjamento em matriz é freqüente a utilização de
pré-formas, as quais têm impacto sobre a viabilidade técnica e/ou econômica do processo, já que
o uso otimizado das pré-formas gera redução no custo da produção, em virtude da matéria-prima
ser responsável por 30 a 50% do custo total unitário de um forjado. Logo, toda e qualquer
redução na quantidade de material empregado no forjamento se reflete em economia para as
empresas, conforme exemplificado na figura 2.28.
42
Figura 2.28 – Economia de material que pode ser obtida com o uso de pré-formas.
Fonte: [Brito et al., 2009, apud Erxleben e Suttan, 2007].
Flach, 2007, destaca em seu trabalho que devido à variação de forma e volume, que
muitos produtos forjados apresentam, torna-se difícil o dimensionamento da geratriz inicial e das
pré-formas, resultando num percentual de rebarba elevado, comprometendo os custos da
produção e o poder de competitividade das empresas. O mesmo autor salienta ainda que 20% a
40% de todo o aço forjado em matriz aberta são transformados em rebarba, a qual deve ser
removida da peça através de uma etapa denominada “rebarbação”.
Na rebarbação é realizado o corte por cisalhamento desse excesso de material, etapa
que também pode estar inserida junto à cavidade final da peça ou ser realizada em outra
operação, através de um maquinário de menor capacidade. Posteriormente, a peça é encaminhada
para acabamento, execução de tratamento térmico, alívio de tensões ou tratamento superficial,
conforme as especificações técnicas de fornecimento.
2.3.4 Escolha do maquinário
Para Dieter, 1981, existem duas classes de maquinário destinado ao forjamento: os
martelos de queda – que realizam golpes sucessivos sobre a superfície do metal onde a energia
de deformação resulta da queda de uma massa cadente, cuja energia cinética é transformada em
energia de deformação, e as prensas – que podem ser hidráulicas ou mecânicas, e que submetem
o material a uma força compressiva gradual. Na figura 2.29, são exemplificados alguns
equipamentos utilizados no processo de forjamento.
43
Figura 2.29 – Exemplos de maquinários utilizados no forjamento. a) Martelo de queda. b) Prensa
excêntrica. c) Prensa de parafuso tipo fricção com disco duplo.
Fonte: [Forjaço, 2009; Virtual Máquinas, 2009, p. 5 e 16].
Dieter, 1981, e Crout, 2009, destacam que a força máxima obtida por um martelo de
queda se dá no instante em que a massa cadente toca o material, posteriormente, há diminuição
desta força conforme a energia cinética é absorvida pela deformação do material. A
movimentação dos martelos se dá em altas velocidades – apresentando elevada taxa de
deformação, e sua potência pode ser fornecida por sistemas de gravidade, a vapor ou por ar
comprimido.
Os componentes produzidos através do martelo de forjamento apresentam, em geral,
grandes dimensões, produção de múltiplas partes numa única peça de trabalho (perfil
progressivo). Os principais defeitos encontrados em peças forjadas por martelos são os
desalinhamentos entre a parte superior e a inferior da matriz, cuja impressão se verifica na peça,
e a produção de trincas internas no material, devido à elevada energia do processo. Para Dieter,
1981, a imprecisão dimensional dos martelos de forjar reside nas características de impacto
inerentes a esse maquinário, ao contrário das prensas – que apresentam uma aplicação de carga
crescente, favorecendo a vida útil das matrizes se comparadas àquelas utilizadas no
martelamento.
As prensas comumente utilizadas no forjamento são: as prensas hidráulicas e
mecânicas (por fricção ou excêntricas). Nessas prensas a força máxima é obtida no instante que
há o preenchimento total da matriz considerando, inclusive, a rebarba. Para Bresciani Filho et al.,
1997, as prensas hidráulicas são adequadas para a fabricação de grandes peças, aplicando uma
pressão uniforme aliada à velocidade de deformação constante. Porém, e considerando um
44
forjamento convencional, a força das prensas hidráulicas se torna restrita devido à baixa taxa de
deformação, isso se reflete no longo tempo associado à deformação e ao elevado tempo de
contato do material aquecido com as matrizes mais frias [Kuhlman, 1988].
As prensas de fricção utilizam um sistema composto por embreagem, engrenagens e
acionamento elétrico, que são empregados para acelerar um volante montado num sem-fim, que
converte energia cinética angular em movimento linear. Nas prensas de fricção por discos
duplos, o acionamento se efetua quando um desses discos (que giram continuamente) pressiona o
volante.
As prensas mecânicas excêntricas são comumente utilizadas no processo de
forjamento a quente de diversas ligas metálicas, e para a obtenção de peças de pequeno a médio
porte. Além disso, essas máquinas apresentam facilidade de manuseio e baixo custo de operação,
conforme destaca Bresciani Filho et al., 1997.
A precisão dimensional de um produto forjado está diretamente relacionada à rigidez
do maquinário utilizado em sua fabricação. Por isso, o dimensionamento de um equipamento
para forjamento deve contemplar uma força superior àquela requerida ao sistema, visando
produzir peças de elevada precisão dimensional e isentas de falhas ou com número reduzido de
defeitos [Dieter, 1981].
Mas não basta ter um maquinário em condições e com as melhores regulagens se o
processo de forjamento é influenciado por outros parâmetros, já descritos neste trabalho. Sendo
assim, e visando evitar investimentos exagerados em maquinário, devem-se analisar atentamente
as possíveis alterações no processo e no projeto de um produto, objetivando resultados
condizentes com a importância e à qualidade requerida da peça. Esta afirmação é facilmente
constatada pois, ao utilizar o processo de trabalho a quente ao invés do processo a frio a
deformação do material se torna mais fácil, em virtude do aumento da ductilidade do material e
da diminuição da tensão de escoamento. Logo, torna-se possível a utilização de um maquinário
com capacidade inferior do que aquele destinado ao forjamento a frio.
2.4 SIMULAÇÕES DO PROCESSO DE FORJAMENTO
Para reduzir a possibilidade de defeitos durante o processo de forjamento, bem como,
otimizar seus parâmetros é necessário, ainda na etapa de projeto, prever de alguma maneira o
comportamento dos materiais (peça e ferramental) e as condições do forjamento. Para isso são
utilizadas técnicas de simulação, que tentam retratar as mesmas condições de processamento de
um dado produto.
45
Lino et al., 2006, destacam que as tecnologias de fabricação assistida por computador
– Computer Aided Design (CAD) e Computer Aided Manufacturing (CAM), da prototipagem
rápida e da rápida fabricação de ferramentas possibilitam às empresas diminuir o tempo de
lançamento (time-to-market) de um dado produto, tornando-as mais competitivas junto ao
mercado consumidor. Nesse contexto, Santos et al., 2006, e Flach, 2007, ressaltam que as
metodologias mais utilizadas em simulação de conformação, e que auxiliam no desenvolvimento
de novos produtos e processos, são os experimentos reais (simulações físicas ou prototipagem) e
as simulações numérico-computacionais.
2.4.1 Simulações físicas ou prototipagem
As simulações físicas ou prototipagem utilizadas em forjamento são aquelas
simulações onde são elaborados modelos de geratrizes a partir de materiais “modelos” mais
dúcteis (ex.: plasticina, cera, gesso calcinado, etc.), além da fabricação de modelos das matrizes
através de resina, silicone, gesso calcinado, alumínio, etc. Esses materiais podem representar as
dimensões reais da peça ou dimensões em escala reduzida, visando economia de material e
tempo de fabricação.
Lino et al., 2006, destaca que a fabricação de protótipos através de moldes em
silicone ou resina tem uma importância significativa nas etapas iniciais do desenvolvimento de
novos produtos. Por serem mais maleáveis os moldes em silicone permitem ao projetista definir
a linha de partição posteriormente, porém suas tolerâncias dimensionais são comprometidas.
Os moldes confeccionados em resina acrílica poliéster, em geral transparente,
apresentam elevada rigidez principalmente após seu tempo de cura, necessitando prévia
definição quanto à posição da linha de partição. Possibilitam maior precisão dimensional, além
de favorecer a visualização do fluxo de material durante a simulação da deformação [Santos et
al., 2006]. Outro material muito utilizado para a fabricação de moldes é o gesso calcinado que ao
ser diluído em água se torna uma solução líquida que rapidamente se solidifica, apresentando
fácil formabilidade e elevada precisão dimensional.
Deve-se ter cuidado com relação aos defeitos dos moldes em silicone, resina ou
gesso, evitando o aparecimento de bolhas e/ou rachaduras durante a cura desses materiais, já que,
posteriormente, serão utilizados materiais modelos (ex.: plasticina, cera, gesso e/ou outra resina)
em suas simulações. Esses materiais modelos apresentam elevada ductilidade e formabilidade, e
por isso tendem a entrar nos furos e/ou imperfeições impressas nos moldes.
46
Santos et al., 2006, esclarecem que além da plasticina (= massa de modelar) que é
fabricada a partir de ceras micro-cristalinas, é possível utilizar uma mistura de vaselina filtrada
no estado líquido e gesso em pó na proporção de 2,5:1, sendo utilizado como “lubrificante” talco
ou farinha visando simulações com baixo coeficiente de atrito. Logicamente que com este tipo de
simulação, que em geral é realizada manualmente, não é possível verificar e/ou prever
parâmetros relativos à temperatura, força ou energia do processo, bem como, microestrutura e/ou
qualquer propriedade do material. Sendo possível apenas avaliar o fluxo do material durante o
processo, a formação de rebarba e/ou preenchimento da cavidade. Na figura 2.30 são
apresentados alguns moldes e peças protótipos confeccionados para simulações físicas ou
prototipagem.
Figura 2.30 – Moldes em resina e protótipos em cera, cerâmica e metálicos.
Fonte: [Lino et al., 2006, p. 4].
Além da utilização de resinas, silicone e gesso, é possível ainda confeccionar
matrizes em escala reduzida. Ou seja, todos os componentes do sistema são fabricados em
tamanhos menores do que aqueles que serão utilizados realmente na fabricação da peça. Para
isso, é necessário reduzir na mesma proporção todas as grandezas (força, energia, calor, etc.)
envolvidas no processo. Porém, muitas destas grandezas não seguem uma linearidade que
permita uma conversão adequada, logo, deve-se garantir a possibilidade de execução deste
processo não apenas em nível de usinagem e fabricação, mas sim sob o ponto de vista da
conversão das grandezas físicas envolvidas.
2.4.2 Simulações numérico-computacionais
As simulações numérico-computacionais utilizam softwares dotados de algoritmos
específicos para prever analiticamente as condições dos processos de deformação, inclusive o
forjamento. Jarreta et al., 2008, apud Harrer et al., 2005, destaca a existência de modelos
matemáticos que descrevem o processo de deformação e o desenvolvimento microestrutural para
47
um determinado material conformado. Isto possibilita a previsão do tamanho de grão e a
otimização dos parâmetros de processamento desse material.
Para Santos et al., 2006, e Geier, 2007, os softwares de simulação via computador
são grandes ferramentas para auxiliar no desenvolvimento dos produtos. Sendo que, para o
forjamento, esses softwares são utilizados para seleção da máquina (a partir da força necessária),
previsão de dobras e outros defeitos, análise do fluxo de material, previsão das tensões atuantes,
definição das etapas e possíveis pré-formas ao processo, redução no tempo de processo, etc. Na
figura 2.31 são representados dois tipos de resultados que podem ser obtidos através da
utilização de softwares de simulação.
Figura 2.31 – Simulação de forjamento via software. a) Análise da deformação efetiva. b)
Análise do fluxo de material.
Fonte: [Simufact, 2008, p. 12 e 13].
Em geral, os problemas de engenharia não possuem soluções analíticas simples,
apresentando um nível de complexidade considerável para descrever o fenômeno físico e
variações das grandezas envolvidas (ex.: escoamento do material, plasticidade, atrito, gradiente
térmico, etc.). Por isso, são utilizadas as simulações computacionais, que realizam combinações
gráficas através de métodos numéricos, resultando numa resposta que convergirá com o processo
real se seus dados de entrada tiverem sido corretamente definidos. Sendo necessário, portanto,
caracterizar com maior precisão os materiais e os parâmetros envolvidos [Santos et al., 2006;
Geier, 2007; Jarreta et al., 2008; Hentz et al., 2007].
Brito et al, 2002, ressaltam que se devem lançar esforços no intuito de caracterização
do produto (mecânica e metalúrgica) e do processo (maquinário, calor, atrito, etc.) a fim de
ajustar cada vez mais os modelos numérico-computacionais às condições reais de fabricação.
Lenhard Júnior, 2007, destaca ainda que a utilização de simulações numéricas para o forjamento
requer o conhecimento de diversos dados de entrada, como os que estão expostos na figura 2.32.
48
Figura 2.32 – Diagrama dos parâmetros utilizados nas simulações.
Fonte: [Lenhard Júnior, 2007, p. 50].
Vale ressaltar que a fim de simplificar os modelos e métodos de cálculo, muitas
vezes se faz necessário assumir algumas hipóteses, já citadas neste trabalho, que envolvem o
material, as ferramentas e as variáveis atuantes no processo, e que podem comprometer a
exatidão dos resultados. As principais hipóteses adotadas em simulações, e que não condizem
muitas vezes com a realidade, são: ferramental rígido (não sofre deformação durante o processo),
material isotrópico, atrito constante, material incompressível e isotérmico, etc. [Santos et al.
2006].
Os softwares de simulação, em geral, baseiam-se em dois métodos numéricos de
análise, que podem ser escolhidos conforme a capacidade de processamento e as características
de cada processo, são eles: o Método dos Volumes Finitos (MVF) e o Método dos Elementos
Finitos (MEF). O MVF é destinado para obter uma versão discreta de uma equação diferencial
parcial que representa o sistema a ser analisado. O desenvolvimento dessa metodologia se
concentra no fluxo de uma determinada grandeza (ex.: massa e energia) que atravessa regiões
(ou volumes adjacentes) de controle, obtendo a quantidade desta grandeza por unidade de tempo.
Logo, esta técnica permite desenvolver as relações de conservação de massa e energia,
resultando em interpretações físicas diretas, além de viabilizar sua aplicação em malhas com
espaçamentos não-uniformes [Bortoli, 2000; Fortuna, 2000]. O MVF é utilizado em escoamento
de fluidos e simulações termo-mecânicas, que envolvem gradiente de temperatura através de
volumes discretos. Este tipo de análise é mais rápido do que aquela realizada por MEF, exigindo
menor capacidade de processamento para a mesma situação.
49
Kobayashi et al., 1989, destacam que o MEF surgiu na década de 60, quando foram
utilizados computadores na análise estrutural. A partir da última década ocorreu uma grande
evolução nos sistemas de simulação numérica dos processos de deformação plástica,
especialmente, aqueles que utilizam o MEF para análises bidimensionais ou tridimensionais,
com destaque para as análises de transferência de calor, taxa de deformação, propriedades dos
materiais, etc.
Para Kobayashi et al., 1989, e Assan, 2003, o MEF surgiu como uma possibilidade
para resolver problemas da teoria da elasticidade, prevendo a divisão de um meio contínuo em
um número finito de pequenas regiões. Estas divisões são chamadas de elementos finitos, já que
tornam um elemento contínuo em discreto, e formam uma rede – que cuja malha pode ser
aumentada ou diminuída dependendo do tamanho do elemento escolhido para representá-la. Os
pontos de interseção da rede são chamados de nós, e buscam-se, neste método, as funções que
satisfaçam o domínio de cada elemento.
Geier, 2007, ressalta que devido à mudança de forma envolvida no processo de
forjamento há grande distorção na malha através do MEF, sendo essa modificada por outra, no
que vem a ser chamado de “remalhamento”, conforme ilustrado na figura 2.33. Esse processo
permite a continuidade da simulação, facilitando o processamento e a obtenção dos resultados.
Figura 2.33 – Processo de remalhamento utilizado no MEF.
Fonte: [Simufact, 2008, p. 51].
Hentz et al., 2007, destacam que na conformação mecânica o uso de simulação via
MEF possibilita analisar a distribuição da deformação, tensões na ferramenta, efeito das
velocidades de deformação, gradientes de temperatura, preenchimento da matriz, entre outros
fatores.
50
3. MÉTODOS E PROCEDIMENTOS
Em conformidade aos objetivos deste trabalho, e já tendo contextualizado os
princípios que regem a deformação plástica, bem como, os parâmetros envolvidos no projeto e
no processo de produtos forjados, na seqüência, será explicitada a metodologia proposta visando
o desenvolvimento integrado de produto para forjamento. Posteriormente, essa metodologia será
aplicada na melhoria de um produto já existente (utilizado em elevadores), visando redução na
quantidade de rebarba (desperdício), mensuração da força e energia necessária ao forjamento,
sendo possível, então, consolidar e/ou sugerir modificações para a metodologia utilizada.
3.1 METODOLOGIA PARA O DESENVOLVIMENTO INTEGRADO DE PRODUTO PARA
FORJAMENTO
A metodologia apresentada neste trabalho se baseia nos trabalhos de Pahl et al.,
2005, e Alvarenga, 2006, onde é realizado um apanhado das principais metodologias para o
desenvolvimento eficaz de projetos, aplicáveis ao meio industrial. Porém, nenhuma direcionada
ao desenvolvimento integrado de um componente obtido por forjamento.
Nesse sentido, o presente trabalho apresenta uma metodologia proposta cujo
desenvolvimento de produtos forjados não se restrinja apenas às técnicas de “tentativa e erro” e
“empirismo” comumente utilizadas no forjamento, mas sim que se possua uma interação efetiva
entre os conhecimentos práticos e científicos desse processo, bem como, dos recursos
disponíveis, buscando a melhoria contínua da qualidade e produtividade.
Todo o processo para ser executável e, principalmente, confiável deve ser
plenamente planejado e controlado. Ou seja, num processo de forjamento, considerações e
definições sobre o ferramental, material, produto, fatores de influência , bem como, dos objetivos
das empresas tornam-se necessários para antever possíveis situações que comprometam a
qualidade do produto, a integridade do processo e a lucratividade das empresas.
Sendo assim, a metodologia apresentada na figura 3.1 projeta o desenvolvimento
integrado de produto para forjamento a partir de cinco fases: Projeto Informacional, Projeto
Conceitual, Projeto Preliminar, Projeto Detalhado e o Controle da Qualidade e Produção. Estas
etapas têm início nas necessidades e desejos dos clientes, e sofrem constante influência dos
parâmetros envolvidos no produto, processo, e pelas metas e objetivos das forjarias.
51
Figura 3.1 – Metodologia para o desenvolvimento integrado de produto para forjamento.
Na tabela 3.1 são listadas as atividades principais previstas em cada fase da
metodologia para o desenvolvimento integrado de produto para forjamento.
52
Tabela 3.1 – Atividades principais do desenvolvimento integrado de produto para forjamento.
Fases Atividades Descrição
F1.1 - Conhecer o processo de forjamento (conceitos e características);
F1.2
- Conhecer o produto (características, funções, qualidade requerida,
etc) bem como seu material;
F1.3
- Conhecer o maquinário e as condições de fabricação disponíveis
(capacidade do parque fabril);
1- Projeto
Informacional
F1.4
- Verificar o nível de conhecimento sobre o projeto (processo,
produto e material);
F2.1
- Idealizar possíveis processos, ferramental, etapas de fabricação
para o produto e matéria-prima;
F2.2
- Prever possíveis parâmetros de influência (físicos, mecânicos,
ambientais, etc.) e controles necessários à fabricação;
F2.3
- Verificar e sugerir possíveis mudanças/melhorias no produto,
visando facilitar o processo e garantir sua viabilidade;
2- Projeto
Conceitual
F2.4 - Verificar a viabilidade técnica, ambiental e econômica;
F3.1
- Detalhamento primário do processo (layout de produção), com a
definição do ferramental e parâmetros de processo;
F3.2
- Definir geratrizes e/ou possíveis pré-formas, através da aplicação
de metodologias adequadas (ex: Método de Drabing);
F3.3
- Realizar simulações físicas, numérico-computacionais, e/ou em
escala reduzida, visando obter o melhor desempenho do processo e a
qualidade requerida;
3- Projeto
Preliminar
F3.4 - Verificar as condições otimizadas de fabricação e de projeto;
F4.1 - Detalhamento do processo e do produto otimizado;
F4.2 - Fabricação do ferramental definitivo e confecção de lote-piloto;
F4.3 - Realização dos testes e ensaios das peças-piloto;
4- Projeto
Detalhado
F4.4 - Verificar a adequação do produto forjado otimizado;
F5.1
- Avaliar constantemente a qualidade do produto forjado
(dimensional, propriedades mecânicas, etc.);
F5.2
- Avaliar periodicamente o ferramental utilizado (manutenção
preventiva, preditiva ou, se necessário, corretiva);
F5.3
- Avaliar a produtividade do processo (custo versus benefício), bem
como, os resíduos gerados na sua produção reduzindo-os;
5- Controle da
Qualidade e
Produção
F5.4
- Verificar o atendimento das necessidades do cliente e superá-las,
visando manter a melhoria continua do processo.
Primeiramente, é necessário ressaltar que o termo “desenvolvimento” não se limita
apenas à fase de concepção ou criação de um produto e/ou processo, e sim deve abranger as
demais etapas de fabricação, garantindo versatilidade, produtividade e melhoria contínua ao
processo, neste caso, de forjamento.
Na fase 1 – Projeto Informacional, o objetivo principal no desenvolvimento
integrado de produto para forjamento é conhecer o processo de forjamento e as características do
produto que se deseja trabalhar, verificando seus princípios e peculiaridades. Nessa etapa é
importante trocar informações com o cliente, visando conhecer plenamente o produto que está
sendo desenvolvido bem como seu material. Além disso, o conhecimento e o domínio do
53
processo de forjamento, e das condições e limitações de operação do maquinário contribuem
para elevar a confiabilidade sobre as decisões que serão tomadas nas demais fases.
Na fase 2 – Projeto Conceitual, deseja-se a elaboração de alternativas e
possibilidades para o processo de forjamento, abordando temas sobre o ferramental e o produto,
além de prever possíveis parâmetros e controles necessários à fabricação. Sugestões e
modificações a respeito da peça também se fazem necessárias. Nesse sentido, o contato realizado
anteriormente com o cliente e a troca de informações se torna fundamental, já que permite o
desenvolvimento de um produto e/ou processo adequado tanto tecnicamente quanto
economicamente, conforme os parâmetros de influência. Outra questão que deve ser abordada
nesta fase é a geração de resíduos. Atualmente, questões ambientais são de grande relevância não
apenas por exigência de normas ou leis, mas porque a maioria das empresas (que compram
produtos forjados) está envolvida em projetos de sustentabilidade, alicerçados por programas de
ISO 14001, coleta seletiva, controle de resíduos, etc. Logo, toda a forjaria que deseja se manter
no mercado deve verificar a viabilidade ambiental do processo, prevendo, minimizando ou
eliminando possíveis resíduos e impactos ambientais indesejáveis.
A fase 3 – Projeto Preliminar, deve focar o detalhamento primário do processo, ou
seja, a definição daquela rota de fabricação que melhor resultado fornece a partir das condições
técnicas, econômicas e ambientais previstas. Nessa etapa definições sobre: ferramental,
parâmetros do processo, material (produto), geratriz e possíveis pré-formas de forjamento se
tornam essenciais para posterior simulação do processo. Nas simulações, tanto físicas, numérico-
computacionais e/ou em escala reduzida, deve-se ter preocupação em adotar parâmetros
condizentes à realidade do processo, visando à obtenção de resultados adequados e que retratem
as condições de fabricação. O processo de simulação, como já destacado neste trabalho, permite
analisar diferentes panoramas e configurações de fabricação, sendo uma ferramenta essencial
para a otimização do processo de forjamento.
A fase 4 – Projeto Detalhado, é aquela etapa posterior aos resultados das simulações,
e da definição das condições otimizadas de fabricação e projeto. Nessa etapa são realizadas a
confecção do ferramental definitivo e a fabricação do lote-piloto. Posteriormente, testes e ensaios
físicos com as peças-piloto devem ser efetuados, visando comprovar o atendimento das
exigências técnicas requeridas ao produto.
A fase 5 – Controle de Qualidade e Produção, ocorre depois de constatada a
otimização do produto forjado, e marca o início da produção seriada da peça. Nessa etapa
recursos como Controle Estatístico da Qualidade (CEQ), Controle Estatístico do Processo (CEP),
Análise do Tipo e Efeito de Falha (FMEA), Análise da Árvore de Falha (FTA) e outras
54
ferramentas de controle do processo podem e devem ser utilizadas constantemente, visando a
manutenção e evolução da qualidade de todo o sistema.
A influência dos parâmetros do produto e do processo, bem como, das metas e
objetivos das forjarias também estão presentes na metodologia proposta. Esses fatores devem
nortear todo o desenvolvimento, e por conseqüência estarem envolvidos em todas as suas fases,
as quais devem permitir a “retro-alimentação” por etapas posteriores. Sendo, só assim, efetivada
a integração idealizada por esta metodologia.
É importante destacar que, mesmo tendo sido alcançados todos os desejos e
necessidades do mercado (clientes), o desenvolvimento integrado do produto deve ainda almejar
alternativas e soluções que garantam às empresas aumento de qualidade e lucratividade. A
economia globalizada não permite a estaticidade dos processos e das empresas, ao contrário,
exige constante desenvolvimento e aprimoramento. Portanto, as expectativas dos clientes e das
próprias forjarias devem ser superadas e não apenas alcançadas.
3.2 APLICAÇÃO DA METODOLOGIA
Visando aplicar a metodologia para o desenvolvimento integrado de produto para
forjamento, primeiramente, fez-se a escolha de um produto forjado que tivesse problemas de
fabricação e/ou de projeto, como: excesso de rebarba, falha de preenchimento, exigência de força
excessiva ao forjamento, etc. Porém, vale ressaltar que na aplicação dessa metodologia não foi
possível efetuar as fases 4 e 5 (Projeto Detalhado e Controle da Qualidade e Produção,
respectivamente) devido ao elevado investimento e indisponibilidade de recursos necessários
para efetuar estas fases.
Sendo assim, na seqüência será exemplificada a adoção da metodologia proposta,
restringindo-se às fases de Projeto Informacional, Conceitual e Preliminar, destacando as
considerações realizadas em cada fase, e as simulações desenvolvidas para a otimização de um
produto real, destinado a elevadores. Posteriormente, serão apresentados e discutidos os
resultados dessas simulações e a adoção da metodologia apresentada neste trabalho.
3.2.1 Fases 1 e 2 – Projeto Informacional e Conceitual
O produto escolhido, conforme a figura 3.2, consiste num componente utilizado em
guias de elevadores, denominado “grampo de 3/8”, que é forjado a quente em prensa mecânica
de fricção, apresentando produção elevada (em torno de 4.500 peças/mês). No apêndice A é
55
apresentado o desenho do grampo de 3/8”, com suas respectivas cotas e tolerâncias de projeto.
Porém, como se verifica na figura 3.2, esse componente apresenta, durante sua fabricação,
excesso de rebarba junto às arestas laterais e um comprometimento dessa junto a seus vértices
(cantos).
Figura 3.2 – Grampo de 3/8” acabado e com rebarba. a) Vista superior. b) Vista inferior.
Essa não uniformidade na largura da rebarba, que caracteriza a não homogeneidade
do fluxo do material se deve, em geral, pela adoção de uma geratriz e/ou pré-forma inadequadas,
além de outros possíveis parâmetros influentes, como: complexidade de forma, velocidade de
forjamento, posicionamento inadequado do material junto à cavidade da matriz, etc. Logo, e
devido à elevada produção desse componente, toda e qualquer otimização no consumo de
matéria-prima, principalmente com relação ao dimensionamento correto da geratriz e/ou pré-
forma, significaria uma economia para a forjaria. Logo, esta melhoria favorece a redução dos
custos de produção e, conseqüente, gera aumento de lucratividade.
A função do grampo de 3/8”, junto às guias do elevador, é garantir a fixação destas à
alvenaria de um prédio ou de outra estrutura de sustentação, além de ser utilizado para fixar
qualquer objeto/dispositivo junto às guias do elevador, conforme indicado na figura 3.3.
Figura 3.3 – Aplicações do grampo de 3/8”.
a) b)
56
O material utilizado na fabricação do grampo de 3/8” é o aço ABNT/SAE/AISI
1020, que consiste num aço baixo carbono, e cujas características são: baixa temperabilidade e
usinabilidade, e excelente forjabilidade e soldabilidade, sendo destinado à construção mecânica
em indústrias automobilísticas e de forjados [Gerdau, 2009a]. Na tabela 3.2 é apresentada a
composição química desse aço.
Tabela 3.2 – Composição química do aço ABNT/SAE/AISI 1020 em % de massa.
C Mn Si P S Cu Cr Ni Sn
Mínimo 0,18 0,30 0,10 - - - - - -
Máximo 0,23 0,60 0,20 0,030 0,050 0,20 0,15 0,15 0,060
Fonte: [SAE J403, 2001; Gerdau, 2009a].
Na tabela 3.3 são apresentadas, a partir de diferentes referências, as propriedades
mecânicas, à temperatura ambiente, do aço ABNT/SAE/AISI 1020 laminado a quente. Vale
ressaltar que, conforme Chiaverini, 1986, as faixas de valores obtidas se devem a variação dos
tratamentos térmicos (normalização, recozimento, etc.) que este material pode ser submetido.
Tabela 3.3 – Propriedades mecânicas aço ABNT/SAE/AISI 1020 em condições de temperatura
ambiente.
[Chiaverini, 1986]
[Norton, 2004] [Gerdau, 2009a]
Resistência à tração “
B
” [MPa]
420 a 490
379 a 469 450
Limite de escoamento “
e
” [MPa]
–
207 a 393 330
Alongamento [%]
35 a 40
15 a 25 36
Redução de área [%]
–
– 59
Dureza [HB]
125 a 150
111 a 131 143
Impacto [J] 83 a 110 – 87
Fonte: [adaptado de Chiaverini, 1986, p. 121; Norton, 2004, p. 850, Gerdau, 2009a].
Visando ampliar o conhecimento e o entendimento do processo de fabricação do
grampo de 3/8”, foram realizadas seis visitas técnicas à forjaria responsável por sua fabricação.
Estas visitas ocorreram no período entre 2008 e 2009, sendo elaborado um levantamento
detalhado sobre as condições de fabricação, maquinário e os parâmetros envolvidos, objetivando:
análise completa do processo, busca de possíveis alternativas, além de parâmetros para as
simulações. Na figura 3.4 é apresentada a seqüência de fabricação do referido grampo, com todas
as suas etapas, que são descritas detalhadamente através da tabela 3.4, sendo todas as
informações obtidos junto á forjaria que fabrica este componente.
57
Figura 3.4 – Etapas envolvidas na frabricação do grampo de 3/8”.
Tabela 3.4 – Etapas de fabricação do grampo de 3/8” na forjaria.
Etapas Descrição detalhada da etapa (procedimentos)
1- Corte
- A geratriz utilizada para confecção do grampo de 3/8” é cortada numa
prensa de fricção, a partir de uma barra redonda trefilada com Ø22,22x52mm.
2- Aquecimento
- O aquecimento da geratriz é realizado num forno aberto (sem atmosfera
controlada) a 1100 ± 100°C medido através de termopares, onde o material
permanece um tempo mínimo de 15min, para homogeneizar sua temperatura.
3- Recalque
- Visando retirar a camada de óxidos, em virtude do aquecimento em forno
aberto, é realizado o recalcamento da peça entre matrizes planas numa prensa
excêntrica de baixa capacidade (= 8t), onde sua altura é reduzida de 52mm
para 43mm.
- O tempo total deste processo é de aproximadamente 15s, o que acarreta
uma redução de temperatura na peça, devido às trocas térmicas, não superior a
30°C constatado através de termopares. Ou seja, a peça passa a apresentar
uma temperatura de aproximadamente 1070°C no início do forjamento
propriamente dito.
4- Forjamento
- Antes da peça ser colocada na matriz principal é realizada a lubrificação
desta com uma solução de óleo diesel + grafite (da ordem de 4L:300mL).
- O material é forjado numa prensa mecânica de fricção, com capacidade
para 250t, num único golpe, e em apenas uma cavidade de maneira
intercalada, já que a matriz apresenta três cavidades.
- As matrizes (superior e inferior) são fabricadas em aço H13, temperadas e
revenidas, sem revestimento superficial, e montadas a 350mm de distância
entre a matriz superior e inferior, apresentando curso de operação igual a
347mm. Ou seja, a espessura da rebarba é de 3mm. As matrizes são pré-
aquecidas até 150°C.
- A inclinação das faces das cavidades é aproximadamente 5°, não
apresentando raios inferiores à 1mm.
- Nessa operação não é realizado o furo central, sendo apenas confeccionado
um rebaixo (projeção do furo) na peça, em torno de 1,5mm de profundidade.
58
5- Rebarbação
- Após o forjamento, o grampo de 3/8” sofre o processo de rebarbação e
furação, que lhe confere as dimensões definitivas conforme projeto.
- Nessa etapa são utilizadas: uma prensa excêntrica de 8t e matrizes de
cisalhamento construídas em aço H13.
6- Acabamento,
e inspeção final
- Após o resfriamento lento ao ar, as peças sofrem o acabamento em
granalha para a retirada de óxidos e incrustações superficiais (decorrentes do
resfriamento) e, então, são encaminhadas ao processo de bicromatização numa
empresa terceirizada.
- Posteriormente, as peças são contadas, inspecionadas e entregues ao cliente.
Durante todo o trajeto entre o aquecimento (etapa n°. 2) até a rebarbação (etapa n°.
5) as peças são manipuladas através de tenazes, e direcionadas por rampas deslizantes entre as
máquinas, as quais são dispostas em linha, conforme demonstra a figura 3.5a. Essas alternativas
de manipulação e de transporte entre o maquinário são bem eficazes, pois o material aquecido
(em estado rubro) deve ser manipulado com o máximo cuidado para evitar acidentes. Portanto, o
posicionamento dessas rampas permite um tempo curto de manipulação das peças por parte do
operador, além de agilizar o processo. Logicamente, que existe a perda de calor por condução
entre as rampas e a peça, já explicitada na fase 3 da tabela 3.4, mas isso é compensado pela
agilidade e maior segurança do processo. Na figura 3.5b é apresentada a matriz atualmente
utilizada pela forjaria para a fabricação dos grampos de 3/8”, onde se destaca a existência das
três cavidades.
Figura 3.5 – Ferramental utilizado na fabricação do grampo de 3/8”. a) Disposição do
maquinário. b) Matrizes superior e inferior.
a)
b)
59
A partir do conhecimento adquirido no referencial teórico, desenvolvido neste
trabalho, das condições de fabricação descritas anteriormente e do desenho da peça (Projeto
Informacional) é possível realizar as seguintes considerações referentes ao Projeto Conceitual:
Quanto ao produto: o grampo de 3/8” possui eixo de simetria que cruza o furo
central, sendo sua largura e profundidade maiores do que sua altura, o que sugere um processo
de alargamento durante o forjamento. Esse componente apresenta um raio e uma concentração
de material excessivos na parte superior frontal, decrescendo das bordas para o centro, que pode
dificultar a homogeneidade de fluxo do material e, por conseqüência, a uniformidade da rebarba.
A temperatura de forjamento, em torno de 1070°C, está adequada ao tipo de material (aço baixo
carbono), porém a espessura da rebarba (s = 3mm) aparentemente pode estar super
dimensionada, já que a altura da parte plana da peça é 8mm, logo a rebarba representa 37,5%
dessa altura. Quanto à inclinação e raios de concordância encontrados na matriz e em amostras
dos grampos, a princípio estão adequados ao tipo de maquinário utilizado e à complexidade da
peça (que conforme a figura 2.23 pode ser atribuída a classe III, número 314). Porém, o excesso
de rebarba e sua irregularidade de distribuição reforçam a desconfiança no uso de uma geratriz
inadequada. Em contato com o cliente final, também se verificou a não aplicação de sobre-metal
ao produto, já que este não necessita usinagem posterior.
Quanto ao processo e maquinário: as matrizes são confeccionadas com material
adequado ao forjamento a quente, podendo ainda ser aplicado tratamento de nitretação e/ou
acabamento superficial por PVD ou CVD, visando evitar seu desgaste prematuro. A utilização de
apenas uma cavidade por pancada, enquanto existem três cavidades na matriz, chama a atenção,
talvez por não se ter uma estimativa da força envolvida no processo. Isto só pode ser obtido
através de simulações numérico-computacionais ou por ensaios mecânicos com células de cargas
e/ou outros dispositivos, exigindo investimentos e instrumentação. Nesse sentido, a confecção do
furo da peça junto à etapa de rebarbação se torna perfeitamente compreensível, pois se esta
operação fosse realizada junto ao forjamento (etapa 4) exigiria maior capacidade de máquina,
além de matrizes mais complexas. Com relação à lubrificação utilizada no processo, e
considerando que esta seja realizada de maneira adequada, possibilita a obtenção de um fator de
atrito interfacial da ordem de 0,2 a 0,4. Porém, sua composição química a base de óleo diesel +
grafite contribui para a geração de resíduos, como a fumaça decorrente de sua inflamabilidade,
portanto, devem ser estudadas outras soluções com lubrificantes específicos e não-poluentes.
Outro aspecto, que poderia ser melhorado neste processo, é a eliminação da operação de
recalcamento realizada antes do forjamento propriamente dito. Para isso, são necessárias
60
modificações no processo de aquecimento, fazendo uso de um forno com atmosfera controlada
e/ou pela adoção de um sistema de aquecimento por indução, hipóteses já avaliadas pela forjaria.
Logicamente, que todas essas considerações e ponderações devem ser amparadas
pelos parâmetros e possibilidades do processo, bem como, pela conscientização das empresas
com relação à sua posição perante o mercado (ex.: grau de qualidade, produtividade,
atendimento das expectativas dos clientes, etc). Pois, mesmo integrando os conhecimentos
práticos, científicos e os recursos disponíveis, o desenvolvimento do processo só é possível se
esse estiver alinhado com os objetivos e metas das forjarias, devido à necessidade contínua de
investimentos e alternativas inovadoras ao processo. Isso só vem a reforçar o comprometimento
da metodologia apresentada com o desenvolvimento integrado de produto para forjamento.
A partir do conhecimento do processo de forjamento, do produto, das condições de
fabricação e da viabilidade técnica, ambiental e econômica do processo, torna-se possível lançar
esforços na obtenção do Projeto Preliminar (fase 3).
3.2.2 Fase 3 – Projeto Preliminar
O processo de fabricação do grampo de 3/8” apresenta peculiaridades que poderiam
ser eliminadas e/ou modificadas, conforme já relatado no tópico 3.2.1, principalmente com
relação ao aquecimento do material, quantidade de peças forjadas por pancada, número de
cavidades, modificação do lubrificante, tratamento térmico e superficial das matrizes, etc.
Porém, devido à impossibilidade de grandes investimentos e da modificação do
layout de produção existente, o Processo Preliminar se concentrou na adequação da geratriz
utilizada junto à etapa de forjamento do grampo de 3/8”, e nas simulações físicas e numérico-
computacionais. Nesse sentido, e visando agilizar o Método das Áreas Projetadas (ou de
Drabing), já descrito nesse trabalho, foi modelada em 3D a peça forjada – presente no apêndice
A, conforme apresentado na figura 3.6. Para isso foi empregado o software SolidWorks 2009,
que consiste num programa CAD utilizado em projetos industriais para o detalhamento de peças.
Figura 3.6 – Grampo de 3/8” modelado em 3D.
61
Através do modelamento em 3D e do banco de dados, existente no SolidWorks 2009,
foi possível obter o volume da peça modelada sem rebarba “V
Pmsr
” igual a 12.154,59mm
3
, a
massa da peça modelada sem rebarba “M
Pmsr
” igual a 95,6g, sendo considerada uma massa
específica de 7.870g/mm
3
(grandeza atribuída pelo software ao aço ABNT/SAE/AISI 1020).
Para verificar a convergência das informações fornecidas pelo software, e comprovar
que a modelagem em 3D retrata a peça escolhida, foi realizada a verificação da massa de cinco
amostras de grampos escolhidas aleatoriamente junto a um lote de peças prontas. Para isso foi
utilizada uma balança digital marca Toledo, capacidade 2.500g e resolução de 0,5g. Os valores
obtidos, bem como, média e desvio padrão destes são expressos na tabela 3.5, onde se verifica a
convergência do valor de massa obtido via software.
Tabela 3.5 – Valores de massa para cinco amostras do grampo de 3/8”.
N°. da
amostra
Massa das
amostras [g]
Média de
massa [g]
Desvio
padrão [g]
MP
msr
[g]
1 91,0
2 100,5
3 95,0
4 98,5
5 96,5
96,3 3,6 95,6
Tendo sido verificada a convergência dos valores de massa do grampo de 3/8”, foi
realizado o dimensionamento da rebarba. Nesse caso, a linha de partição foi colocada junto ao
plano de transição entre a parte plana da peça e o raio da parte superior frontal, resultando no
maior perímetro. A escolha desta região facilita ainda a confecção das matrizes, reduzindo tempo
e custos de produção. Através do SolidWorks 2009 foi obtido o valor da área projetada na peça
no plano da rebarba “A
P
” sendo igual á 1.824mm
2
que, considerando um processo de
alargamento, resulta numa espessura de rebarba “s” igual a 1mm e largura “b” igual a 8mm, pois
a relação “b/s” prevista na tabela 2.7 é igual a 1. Posteriormente, foi realizado o modelamento da
peça com rebarba junto ao plano de partição escolhido, conforme ilustrado na figura 3.7.
Figura 3.7 – Grampo de 3/8” modelado em 3D com rebarba.
62
A partir do modelamento da peça com rebarba foi possível obter o volume da peça
modelada com rebarba “V
Pmcr
” igual a 14.481,70mm
3
, a massa da peça modelada com rebarba
“M
Pmcr
” igual a 113,97g e a área projetada no plano da rebarba considerando a rebarba “Ap*”
igual a 3.401,06mm
2
. Ainda, através do SolidWorks 2009, foram modeladas em 3D as matrizes
superior e inferior, tomando como referência o desenho do produto, a peça modelada e um
modelo em gesso obtido a partir do ferramental original utilizado pela forjaria, conforme
representado na figura 3.8. Assim, as dimensões externas das matrizes modeladas ficaram em:
27,5mm de altura, 42,5mm de largura e 77mm de comprimento.
Faz-se necessário ressaltar que no modelamento das matrizes foi considerada a
simetria da peça, sendo confeccionada apenas metade de uma das cavidades existentes na matriz
original. Esse procedimento se justifica na medida em que favorece e agiliza a análise numérico-
computacional, minimizando o tempo de processamento.
Figura 3.8 – Matrizes modeladas em 3D considerando o ferramental original.
Após o modelamento do produto e das matrizes, a próxima etapa consistiu em definir
a geometria básica conforme aquelas geratrizes comercialmente utilizadas no ramo industrial,
bem como, considerando o perfil apresentado pela peça. Para isso foi utilizado o Método de
Drabing, otimizado através da aplicação e auxílio de recursos computacionais.
3.2.2.1 Seleção da forma geométrica básica para a geratriz e pré-forma
A partir da peça modelada com rebarba em 3D, foram definidos 33 planos defasados
2mm cada um, visando o cálculo da área das seções interseccionadas pelos planos. Devido à
63
complexidade de forma da peça, esse cálculo se torna de difícil solução manual, sendo
novamente utilizados os recursos do SolidWorks 2009, conforme ilustrado na figura 3.9.
Figura 3.9 – Aplicação do Método de Drabing otimizado para o grampo de 3/8”.
As áreas de seção de cada plano (PL) foram lançadas numa planilha eletrônica,
conforme tabela 3.6, visando à obtenção das grandezas de referência e posterior escolha das
geometrias básicas disponíveis comercialmente para o dimensionamento das geratrizes e pré-
forma, tendo como referência as equações da tabela 2.8.
Tabela 3.6 – Grandezas de referência das formas geométricas básicas para as possíveis geratrizes
ou pré-formas do grampo de 3/8”.
Circular
Poligonal
hexaédrica
Quadrada
Retangular ou em
chapa
Plano
Perímetro
[mm]
Área da
seção
[mm²]
R
i
[mm]
L
Hex
[mm]
H
i
[mm]
L
i
[mm] H
i
[mm]
L
i
[mm]
PL 1 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00
PL 2 99,17 48,58 3,93 4,32 7,49 6,97 4,02 12,07
PL 3 105,71 51,86 4,06 4,47 7,74 7,20 4,16 12,47
PL 4 108,98 53,49 4,13 4,54 7,86 7,31 4,22 12,67
PL 5 110,31 85,20 5,21 5,73 9,92 9,23 5,33 15,99
PL 6 125,39 333,77 10,31 11,33 19,63 18,27 10,55 31,64
PL 7 125,45 333,94 10,31 11,34 19,64 18,27 10,55 31,65
PL 8 125,45 333,94 10,31 11,34 19,64 18,27 10,55 31,65
PL 9 125,45 333,94 10,31 11,34 19,64 18,27 10,55 31,65
PL 10 125,32 326,93 10,20 11,22 19,43 18,08 10,44 31,32
64
PL 11 126,68 293,63 9,67 10,63 18,41 17,14 9,89 29,68
PL 12 126,96 273,54 9,33 10,26 17,77 16,54 9,55 28,65
PL 13 126,77 260,67 9,11 10,02 17,35 16,15 9,32 27,96
PL 14 126,82 244,70 8,83 9,70 16,81 15,64 9,03 27,09
PL 15 127,07 228,46 8,53 9,38 16,24 15,11 8,73 26,18
PL 16 126,98 221,85 8,40 9,24 16,01 14,89 8,60 25,80
PL 17 126,93 219,82 8,36 9,20 15,93 14,83 8,56 25,68
PL 18 126,98 221,85 8,40 9,24 16,01 14,89 8,60 25,80
PL 19 127,07 228,46 8,53 9,38 16,24 15,11 8,73 26,18
PL 20 126,82 244,70 8,83 9,70 16,81 15,64 9,03 27,09
PL 21 126,77 260,67 9,11 10,02 17,35 16,15 9,32 27,96
PL 22 126,96 273,54 9,33 10,26 17,77 16,54 9,55 28,65
PL 23 126,68 293,63 9,67 10,63 18,41 17,14 9,89 29,68
PL 24 125,32 326,93 10,20 11,22 19,43 18,08 10,44 31,32
PL 25 125,45 333,94 10,31 11,34 19,64 18,27 10,55 31,65
PL 26 125,45 333,94 10,31 11,34 19,64 18,27 10,55 31,65
PL 27 125,45 333,94 10,31 11,34 19,64 18,27 10,55 31,65
PL 28 125,39 333,77 10,31 11,33 19,63 18,27 10,55 31,64
PL 29 110,31 85,20 5,21 5,73 9,92 9,23 5,33 15,99
PL 30 108,98 53,49 4,13 4,54 7,86 7,31 4,22 12,67
PL 31 105,71 51,86 4,06 4,47 7,74 7,20 4,16 12,47
PL 32 99,17 48,58 3,93 4,32 7,49 6,97 4,02 12,07
PL 33 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00
Grandeza de referência definida
pela maior área da seção
10,31 11,34 19,64 18,27 10,55 31,65
Através dos dados obtidos pela tabela 3.6, é possível verificar que os valores acima e
abaixo do eixo de simetria, que se encontra no plano PL 17, se repetem. Outra constatação é com
relação aos planos que possuem a maior área na seção, neste caso, são os planos PL 7, PL 8 e PL
9, e por simetria os planos PL 25, PL 26 e PL 27.
De posse dos valores das grandezas de referência da maior seção, foram escolhidos
através de um catálogo comercial de barras trefiladas – apresentado no anexo B, a matéria-prima
que tivesse no mínimo o mesmo valor da grandeza de referência, considerando sua tolerância de
fabricação. Sendo obtidas as grandezas de referência disponíveis comercialmente, e identificadas
pelo sufixo “-com”, conforme expresso na tabela 3.7.
Tabela 3.7 – Grandezas de referência escolhidas conforme disponibilidade comercial.
Circular Poligonal hexaédrica Quadrada
R
i-com
[mm] L
Hex-com
[mm] H
i-com
[mm] L
i-com
[mm]
10,47 11,92 20,64 19,05
A exclusão da geometria retangular ou em chapa, junto à tabela 3.7, deve-se ao
elevado atrito e força presentes no início do forjamento quando se utiliza esta geometria, já que a
65
área de contato entre as matrizes e o material no início do processo é, em geral, superior as
demais geometrias. Outro motivo que se destaca através do conhecimento e prática industrial
corrente é que essa geometria acarreta maior custo de fabricação com relação às suas matrizes, já
que necessita de eletroerosão com eletrodos de cobre eletrolítico, o que encarece e torna
complexo o processo de obtenção das geratrizes a partir dessa geometria. Além disso, o preço
por quilo consumido dos materiais em forma de chapa é, na grande maioria das vezes, superior
aquele atribuído aos materiais em barra.
A partir da definição das grandezas de referência disponíveis comercialmente, foi
possível comprovar que o processo de forjamento do grampo de 3/8” realmente se dá por
alargamento. Pois, e considerando as dimensões iniciais da matéria-prima escolhida e as
dimensões finais da peça (conforme apêndice A), os valores das deformações verdadeiras na
altura da geometria de envoltura “
he
” são menores do que a deformação no diâmetro “
de
” ou
na largura “
le
” da mesma geometria, conforme explicitado na tabela 3.8, e em conformidade às
equações (2.2) e (2.3) e das relações expressas na equação (2.15).
Tabela 3.8 – Deformações verdadeiras da geometria de envoltura com relação às formas
geométricas comerciais escolhidas.
Geometria de envoltura
do grampo de 3/8”
Formas
geométricas
comerciais
escolhidas
Deformações verdadeiras da
geometria de envoltura
Circular
dehe
dehe
94,0
)47,10(2
54
ln33,0
)47,10(2
15
ln
Poligonal
Hexaédrica
lehe
lehe
82,0
83,23
54
ln32,0
64,20
15
ln
Quadrada
lehe
lehe
04,1
05,19
54
ln24,0
05,19
15
ln
Para a obtenção do comprimento das geratrizes, primeiramente, foi encontrado o
valor do volume da geratriz “V
G
” através da equação (2.16), já citada neste trabalho. E,
considerando que a soma de V
P
+ V
R
= 14.481,70mm
3
(informação extraída diretamente do
SolidWorks 2009), chega-se a um valor de V
G
= 15.243,89mm
3
.
Rodrigues e Martins, 2005, destacam que a matéria-prima para forjamento em matriz
fechada deve ser cortada com uma dimensão tal que o seu volume assegure o enchimento das
alargamento
alargamento
alargamento
66
cavidades das matrizes e garanta a formação da rebarba. Nesse sentido, e considerando as
geratrizes como prismas regulares foi possível prever o comprimento dessas a partir da área da
seção encontrada comercialmente “A
seção-com
” visando atingir, no mínimo, o valor de V
G
,
conforme apresentado na tabela 3.9.
Tabela 3.9 – Comprimento das geratrizes escolhidas visando atingir o valor do “V
G
”.
Circular Poligonal hexaédrica Quadrada
A
seção-com
[mm
2
] 344,38 369,15 362,90
Comprimento da geratriz [mm] 44,27 41,30 42,01
Também foi idealizada uma pré-forma de seção circular a partir dos valores obtidos
das áreas, sendo modelada no SolidWorks 2009 através do comando “loft”, que une todas as
seções defasadas para a formação de um sólido com contorno suavizado. O volume deste sólido
também foi limitado, no mínimo, ao V
G
calculado. Nesse caso, o comprimento total da pré-forma
ficou em 48mm, apresentando diâmetro máximo igual a 25,04mm e mínimo igual a 16,73mm.
Na figura 3.10, são apresentadas todas as geratrizes e a pré-forma obtidas pela aplicação do
Método de Drabing otimizado para o grampo de 3/8”, e que foram utilizadas nas simulações.
Figura 3.10 – Geratrizes e pré-forma obtidas para o grampo de 3/8”.
Vale ressaltar que ainda poderiam ser adotadas e/ou confeccionadas pré-formas a
partir das seções hexagonal e quadrada, apresentando redução destas seções junto ao plano
médio. Isto possibilitaria mais algumas alternativas de simulações visando a obtenção da peça.
3.2.2.2 Simulações através de plasticina
Antes das simulações numérico-computacionais, foram confeccionados matrizes em
resina poliéster cristal transparente (Arazyn 1.0#41) para representar as cavidades da matriz, e
visando análise do fluxo de material e da quantidade de rebarba. Nesse caso um material modelo
(plasticina) foi utilizado para simular o material ABNT/SAE/AISI 1020.
67
Na confecção dos moldes foi necessário cortar um grampo de 3/8” junto a linha de
partição, idealizada nesse trabalho, obtendo duas metades do produto (parte superior e inferior).
Esse corte foi realizado numa máquina de eletroerosão a fio em virtude da baixa taxa de remoção
de material (≈ 0,32mm) durante o processo de corte, possibilitando obter duas metades que
juntas apresentavam altura semelhante à peça original (≈ 14,68mm). Posteriormente, as duas
metades do grampo foram colocadas num dispositivo de madeira para a confecção dos moldes
em resina, sendo misturada à resina um catalisador Butanox M50 para iniciar o processo de cura
da resina. Tentou-se evitar a formação de bolhas e outros defeitos superficiais que poderiam
comprometer as análises. Na figura 3.11, são apresentados todos os dispositivos (itens) utilizados
nas simulações em plasticina.
Figura 3.11 – Dispositivos (itens) utilizados nas simulações em plasticina.
Como os moldes em resina foram fabricados a partir de uma peça real é possível
prever a existência de uma semelhança e/ou, pelo menos, uma condição mais aproximada das
dimensões das cavidades da matriz real, principalmente, com relação aos raios de concordância e
ângulos de inclinação. Isso favorece a simulação e a confiabilidade dos resultados das análises
do fluxo do material modelo, ou seja, da plasticina.
A utilização dos moldes em resina transparente possibilita a visualização do
comportamento da plasticina durante o fechamento manual das matrizes modelo, porém isso só é
possível se o molde apresentar acabamento adequado (ex.: transparente polido), caso contrário
esta visualização é comprometida. Nesse procedimento foi utilizada ainda vaselina líquida junto
às superfícies das matrizes, visando diminuir o atrito durante a deformação do material modelo.
Dispositivo de madeira
utilizado na confecção
dos moldes
em resina
Resina
poliéster
cristal
transparente
Catalisador Butanox
M50
Plasticina
(massa de modelar)
Moldes em resina
transparente
Moldes para
extrusão da
plasticina
68
Posteriormente, foram confeccionadas as geratrizes a partir de um sistema de
extrusão especialmente idealizado para obter as formas e dimensões das geratrizes comerciais
escolhidas. Porém, não foi possível obter a pré-forma definida neste trabalho em virtude da
diferença no diâmetro das seções deste sólido, o que torna inviável sua obtenção pelo processo
de extrusão utilizado. Assim, foram realizadas cinco simulações para cada geratriz proposta
(exceto a pré-forma), visando obter resultados com relação à quantidade final de rebarba a partir
de uma foto ao final de cada simulação.
Vale ressaltar que como o processo de “forjamento” foi manual, não foi possível
obter valores quantitativos do esforço necessário para deformar das geratrizes. Nesse sentido, na
figura 3.12 são representados os cinco pontos de verificação escolhidos “b
P1
, b
P2
, b
P3
, b
P4
, b
P5
”,
visando análise da largura da rebarba a partir das fotos tiradas das simulações em plasticina,
totalizando quinze fotos (imagens).
Figura 3.12 – Pontos de verificação da largura da rebarba.
De posse das imagens foi possível avaliar a largura da rebarba com o auxílio do
software ImageTool 3.0, cuja área de trabalho é representada no apêndice B. Este programa,
indicado para análise de imagens, foi desenvolvido pela University of Texas Health Science
Center de San Antonio – EUA, e consiste num software disponível na internet, compatível com o
sistema Windows 95
TM
ou Windows NT
TM
, e destinado a adquirir, demonstrar, editar, analisar e
processar fotos com os mais diversos formatos e extensões (ex.: BMP, PCX, TIF, JPEG, etc.).
A utilização deste software para obter a largura da rebarba, justifica-se na medida em
que eleva o grau de exatidão das medidas, já que possibilita a calibração da escala utilizada nas
medições para todas as figuras analisadas. Pois, possibilita obter diversas informações
relacionadas à imagem analisada, com destaque para a mensuração de grandezas, como:
comprimento, área, perímetro, ângulo, etc.
69
3.2.2.3 Simulações através do Simufact.Forming 8.1
As simulações numérico-computacionais foram realizadas através do software
Simufact.Forming 8.1, que é aplicado na simulação de diversos processos de conformação,
inclusive do forjamento em matriz aberta ou fechada, a partir de diferentes gradientes de
temperatura, materiais, maquinários, etc. Esse software consiste numa opção para análise da
otimização de material e da vida útil da ferramenta, já que suas análises podem ser realizadas
tanto através de modelos digitais em 2D quanto em 3D, além de ser possível escolher o tipo de
análise (por MEF ou MVF) dependendo das peculiaridades do processo [Simufact, 2008].
Buijk, 2009, destaca que tanto o MEF quanto o MVF podem ser utilizados nas
análises dos processos de conformação, porém o tipo de deformação que o material apresenta é o
fator determinante na escolha do tipo de análise. Onde, e reportando-se ao software
Simufact.Forming 8.1, para análises em 3D de um processo à quente, com elevado e complexo
nível de deformação do material – que é o caso do grampo de 3/8”, o MVF se torna o mais
apropriado, do contrário o MEF passa a ser o mais indicado.
Outra vantagem do MVF é que este não necessita de remalhamento, sendo duas a
dez vezes mais rápido do que o MEF, considerando a mesma análise [Buijk, 2009]. No caso do
Simufact.Forming 8.1, isso ocorre devido a não deformação dos nós relacionados com a malha,
já que esta representa um limite de contorno, conforme ilustrado na figura 3.13.
Figura 3.13 – Demonstração simplificada do MEF e MVF existente no Simufact.Forming 8.1.
Fonte: [Buijk, 2009].
Para viabilizar as simulações através do software foi necessário realizar a montagem
das peças (matrizes, geratrizes e pré-forma) modeladas em 3D, de maneira que as geratrizes ou
pré-forma ficassem apoiadas na matriz inferior, deixando uma altura livre entre matrizes de
20mm, sendo ainda definido o eixo “Z” como o eixo de operação da matriz superior, a qual é
70
responsável pela ação de deformação do material. Vale destacar que o posicionamento do
material junto às matrizes levou em consideração o raio e volume excessivos de material na parte
frontal do grampo de 3/8”. Nesse sentido, todas as geratrizes e a pré-forma foram posicionadas o
mais próximo possível da parte frontal da peça, sendo limitadas pelo raio de concordância da
cavidade inferior. E, como foi modelada apenas metade de uma das cavidades, tanto da matriz
inferior quanto da matriz superior devido à simetria do sistema, também se fez o “corte” das
geratrizes e da pré-forma modeladas exatamente na seção central destas.
Os parâmetros de simulação (dados de entrada) utilizados se basearam nas
informações e ponderações resultantes da análise do processo real – conforme listados na tabela
3.10, bem como, do banco de dados do Simufact.Forming 8.1. Vale destacar que a definição
desses parâmetros só foi possível devido às fases de Projeto Informacional e Conceitual
plenamente analisadas para o grampo de 3/8” ao longo deste trabalho, e que a escolha do
tamanho de malha igual a 1mm se deu em conformidade ao tamanho da rebarba, que também era
1mm. Logicamente, que poderia ser adotado um valor de malha inferior a este, porém as
simulações apresentariam de um maior tempo de processamento, considerando os mesmos
recursos computacionais.
Tabela 3.10 – Parâmetros utilizados nas simulações com Simufact.Forming 8.1.
Parâmetros
Tipo de análise e processo
Análise: 3D, MVF (tamanho da malha = 1,0mm)
Processo: matriz fechada, a quente (T
h
= 0,76, sendo
considerado T
fusão
= 1760K, conforme LdSM, 2009)
Material das matrizes
Classificação: H13
Módulo de Young: 210GPa
Coef. Poisson: 0,3
Densidade: 7.800kg/m
3
Condutividade Térmica: 24,6W/(m.K)
Emissividade: 0,8
Material das geratrizes e pré-forma
Classificação: AISI 1018
Módulo de Young: 199,95GPa
Coeficiente de Poisson: 0,29
Densidade: 7.833,4kg/m
3
Condutividade Térmica: 46,7W/(m.K)
Emissividade: 0,8
Prensa
Tipo: Prensa de parafuso tipo fricção com disco duplo
Energia bruta (Gross Energy): 36.282J
Velocidade máxima de recalque: 450mm/s
Força máxima de impacto: 2.452,5kN
(dados da prensa conforme apresentado no anexo C)
Distância entre as matrizes: 20mm
Curso da matriz superior: 19mm (s = 1mm)
71
Atrito Fator de atrito: interfacial (m = 0,3)
Temperatura das matrizes 150°C
Temperatura das geratrizes e pré-forma 1070°C (T
mat
= 1343K)
Temperatura ambiente 23°C
Na figura 3.14, é apresentada a área de trabalho do Simufact.Forming 8.1, onde se
destacam a montagem realizada e alguns parâmetros envolvidos. Porém, devido à inexistência do
material ABNT/SAE/AISI 1020 com a mesma faixa de temperatura de forjamento junto ao
banco de dados do programa, foi utilizado nas simulações o aço ABNT/SAE/AISI 1018, já que
este possui composição química e propriedades mecânicas equivalentes.
Figura 3.14 – Área de trabalho do software Simufact.Forming 8.1.
Grüning, 1973, esclarece que o conhecimento da força de conformação e da potência
é importante para a escolha e projeto adequado do ferramental (máquinas e matrizes), bem como,
para a definição da quantidade de etapas necessárias ao processamento do material. Nesse
sentido, buscou-se analisar através das simulações numérico-computacionais a quantidade de
rebarba, a força e energia necessária ao processo.
Na avaliação da quantidade de rebarba, foram utilizados os mesmos pontos de
verificação escolhidos nas simulações via plasticina, bem como, o ImageTool 3.0 para a
obtenção de cinco medições em cada ponto. Vale ressaltar que, devido à capacidade de
repetitividade das simulações via software, foi analisada apenas uma foto da condição final
resultante de cada simulação, totalizando quatro fotos.
72
4. RESULTADOS E DISCUSSÕES
Como descrito nos objetivos desse trabalho, e em conseqüência da aplicação da
metodologia proposta, a seguir são apresentados e discutidos os resultados obtidos com as
simulações em plasticina e numérico-computacionais. Posteriormente, se fará uma análise da
metodologia de desenvolvimento integrado de produto para forjamento apresentada neste
trabalho, e que foi aplicada ao grampo de 3/8”.
4.1 SIMULAÇÕES COM PLASTICINA
A figura 4.1 apresenta o procedimento adotado nas três geratrizes utilizadas para a
simulação em plasticina, com destaque ao resultado da deformação do material modelo. Porém,
vale destacar que não foi possível obter fotos durante o processo, já que o mecanismo utilizado
(que era manual) não garantia o reposicionamento dos componentes caso fossem “abertos” os
moldes durante a deformação. Além disso, não foi possível obter um molde em resina com
qualidade de transparência que permitisse a análise do fluxo de material durante a simulação.
Figura 4.1 – Procedimento utilizado nas simulações com plasticina.
Nas tabelas 4.1, 4.2 e 4.3 são dispostos os valores da largura da rebarba obtidos em
cada ponto verificado (b
P1
, b
P2
, b
P3
, b
P4
e b
P5
) após a deformação do material modelo e, bem
73
como, a largura média da rebarba “
P
b
” e o desvio padrão “
bP
S ” desses valores, considerando as
geratrizes simuladas.
Tabela 4.1 – Largura da rebarba das simulações em plasticina – geratriz com seção circular.
Fotos b
P1
[mm]
b
P2
[mm]
b
P3
[mm]
b
P4
[mm]
b
P5
[mm]
3,53 3,05 11,18 5,88 5,49
4,12 3,19 11,37 5,45 5,29
3,53 2,64 11,76 5,49 5,49
3,53 3,47 11,76 5,66 5,29
1
3,73 2,64 11,76 5,55 5,88
4,44 3,14 5,93 3,15 6,30
4,26 2,62 5,74 3,15 5,93
4,44 2,63 6,11 3,54 5,74
4,28 2,52 5,37 2,88 6,48
2
4,44 2,36 5,56 3,28 5,93
2,73 1,47 9,27 3,61 4,73
2,36 1,93 9,45 3,35 4,73
2,55 1,82 9,64 3,38 4,73
2,19 1,97 8,61 3,47 4,73
3
2,36 1,68 9,27 3,22 5,09
5,00 5,04 10,83 5,45 5,21
5,21 4,63 11,04 5,31 4,79
4,59 4,72 10,83 4,92 5,00
4,38 5,16 11,04 5,02 4,79
4
4,79 4,71 10,83 5,16 4,58
5,45 5,82 10,00 6,27 6,59
5,91 5,63 9,55 5,97 6,36
5,68 5,33 9,77 5,95 7,05
5,91 5,18 10,00 6,11 6,59
5
5,68 5,82 9,32 6,32 7,05
P
b
[mm]
4,20 3,57 9,44 4,70 5,59
bP
S [mm]
1,14 1,46 2,08 1,22 0,78
A partir dos valores médios “
P
b
” obtidos na tabela 4.1 é possível notar que o ponto
de maior largura de rebarba foi o ponto b
P3
apresentando 9,44mm, seguido do ponto b
P5
com
5,59mm e, posteriormente, dos pontos b
P4
, b
P1
e b
P2
com 4,70mm, 4,20mm e 3,57mm,
respectivamente. Com relação aos desvios padrão “
bP
S ” encontrados é possível afirmar que o
ponto de verificação b
P3
apresentou o maior valor, igual a 2,08mm, seguido dos pontos b
P2
, b
P4
,
b
P1
e b
P5
com valores de desvios iguais a 1,46mm, 1,22mm, 1,14mm e 0,78mm, respectivamente.
Logo, e considerando a variação do desvio padrão imposta à média dos valores
encontrados, é possível afirmar que as arestas laterais do grampo de 3/8” (junto aos pontos b
P1
,
b
P3
e b
P5
) quando simulado através de plasticina, e a partir de uma geratriz de seção circular,
74
apresentaram maior concentração de material e, conseqüentemente, demonstram maior
probabilidade de formação de rebarba com largura superior do que aqueles pontos de verificação
junto aos vértices (b
P2
e b
P4
) do grampo de 3/8”.
Tabela 4.2 – Largura da rebarba das simulações em plasticina – geratriz com seção hexagonal.
Fotos b
P1
[mm]
b
P2
[mm]
b
P3
[mm]
b
P4
[mm]
b
P5
[mm]
5,31 3,17 9,80 7,84 9,18
4,69 3,35 9,18 7,81 8,98
4,69 3,19 9,18 7,81 9,59
4,70 3,61 9,39 7,68 8,78
1
4,90 3,03 10,00 7,07 8,98
4,07 3,80 9,26 6,16 6,30
3,89 3,54 9,26 5,91 6,30
3,89 3,41 9,81 5,77 6,85
4,07 3,41 8,89 6,01 6,30
2
4,07 3,70 9,63 5,70 6,67
3,62 3,62 8,94 4,96 5,32
4,04 4,21 8,72 5,25 5,74
4,47 3,91 9,15 4,90 5,96
4,04 3,66 9,79 5,02 5,32
3
4,26 4,39 9,57 4,38 6,17
3,67 2,90 8,57 5,57 6,73
3,47 2,90 8,57 5,32 6,74
4,08 3,35 8,78 4,98 6,94
4,08 2,89 8,78 4,65 7,14
4
4,08 3,32 8,98 5,23 6,94
3,39 2,92 7,12 4,37 5,76
3,39 3,13 7,46 4,37 6,44
3,39 2,65 7,80 4,71 5,93
3,22 2,41 7,63 4,75 6,10
5
3,56 2,17 7,46 4,75 6,10
P
b
[mm]
4,04 3,31 8,87 5,64 6,85
bP
S [mm]
0,53 0,52 0,81 1,15 1,25
`
Considerando os valores médios da largura da rebarba, a partir da tabela 4.2, é
possível verificar que o ponto de maior largura de rebarba foi o ponto b
P3
apresentando 8,87mm,
seguido do ponto b
P5
com 6,85mm e, posteriormente, dos pontos b
P4
, b
P1
e b
P2
com 5,64mm,
4,04mm e 3,31mm, respectivamente. Por sua vez, o desvio padrão no ponto de verificação b
P5
apresentou o maior valor, igual a 1,25mm, seguido dos pontos b
P4
, b
P3
, b
P1
e b
P2
com valores de
desvios iguais a 1,15mm, 0,81mm, 0,53mm e 0,52mm, respectivamente.
Sendo assim, e a partir da variação do desvio padrão imposta à média dos valores
encontrados, é possível afirmar que as arestas laterais do grampo de 3/8” (junto aos pontos b
P1
,
b
P3
e b
P5
) quando simulado através de plasticina, e a partir de uma geratriz de seção hexagonal,
75
apresentaram maior concentração de material e, conseqüentemente, demonstram maior
probabilidade de formação de rebarba com largura superior do que aqueles pontos de verificação
junto aos vértices (b
P2
e b
P4
) do grampo de 3/8”.
Tabela 4.3 – Largura da rebarba das simulações em plasticina – geratriz com seção quadrada.
Fotos b
P1
[mm]
b
P2
[mm]
b
P3
[mm]
b
P4
[mm]
b
P5
[mm]
4,45 2,52 7,96 4,86 8,33
4,45 2,73 8,33 4,63 8,70
4,08 2,67 8,15 4,93 7,78
4,26 2,36 7,59 5,19 8,70
1
3,91 2,37 8,33 4,73 8,52
3,79 2,21 7,59 5,28 8,11
3,45 2,45 7,41 5,74 8,45
3,62 2,56 7,93 5,52 8,10
3,28 2,69 7,24 5,76 8,10
2
3,62 2,81 7,93 5,26 8,45
3,15 2,12 6,25 2,73 5,36
3,25 2,27 6,25 2,54 5,89
2,96 2,06 6,07 2,29 5,00
3,06 2,18 5,90 2,43 5,18
3
3,30 2,32 6,07 2,29 5,18
2,41 2,07 10,74 3,56 6,85
2,59 1,85 10,37 4,06 6,48
2,78 2,10 10,00 4,58 6,11
2,41 2,23 9,63 4,32 7,04
4
2,41 2,00 9,63 4,08 7,04
3,00 2,48 9,47 3,14 5,96
3,16 2,53 8,95 3,26 6,84
3,16 2,51 10,00 3,48 6,49
3,00 2,36 9,65 3,26 6,84
5
2,81 2,25 9,65 3,12 6,49
P
b
[mm]
3,29 2,35 8,28 4,04 7,04
bP
S [mm]
0,61 0,25 1,48 1,14 1,22
Analisando os valores médios obtidos na tabela 4.3 é possível notar que o ponto de
maior largura de rebarba foi o ponto b
P3
apresentando 8,28mm, seguido do ponto b
P5
com
7,04mm e, posteriormente, dos pontos b
P4
, b
P1
e b
P2
com 4,04mm, 3,29mm e 2,35mm,
respectivamente. Foi encontrado o maior valor de desvio padrão junto ao ponto de verificação
b
P3
, igual a 1,48mm, seguido dos pontos b
P5
, b
P4
, b
P1
e b
P2
com valores de desvios iguais a
1,22mm, 1,14mm, 0,61mm e 0,25mm, respectivamente.
Novamente, e considerando a variação do desvio padrão imposta à média dos valores
encontrados, é possível afirmar que as arestas laterais do grampo de 3/8” (junto aos pontos b
P1
,
b
P3
e b
P5
) quando simulado através de plasticina, e a partir de uma geratriz de seção quadrada,
76
apresentaram maior concentração de material e, conseqüentemente, demonstram maior
probabilidade de formação de rebarba com largura superior do que aqueles pontos de verificação
junto aos vértices (b
P2
e b
P4
) do grampo de 3/8”. A partir das tabelas 4.1, 4.2 e 4.3 foi elaborado
um gráfico, apresentado na figura 4.2, com todos os valores médios e os desvios padrão das
larguras das rebarbas encontradas, conforme cada ponto de verificação das geratrizes simuladas.
Figura 4.2 – Gráfico dos valores obtidos de
P
b
em cada ponto de verificação e conforme as
geratrizes analisadas nas simulações com plasticina.
A figura 4.2 mostra que todas as geratrizes apresentaram o mesmo comportamento
quanto à largura da rebarba, havendo uma redução desta grandeza junto aos pontos de
verificação b
P1,
b
P2
e b
P4
. Em contrapartida, o ponto de verificação b
P3
, foi aquele que apresentou
maior largura de rebarba comparando todas as geratrizes, seguido dos pontos b
P5
e b
P4
. Esse
resultado pode ser atribuído à existência de menor área nas seções próximas ao eixo de simetria
– conforme ficou evidenciado através da aplicação do método de Drabing otimizado, além do
menor volume de material exigido para preencher a parte plana (posterior) do grampo de 3/8”, e
às condições de atrito existentes durante a simulação.
Faz-se importante destacar que o elevado desvio padrão obtido através das
simulações em plasticina pode ser atribuído ao processo manual de deformação realizado, e ao
sistema de medição empregado. Pois, não foi possível elaborar um dispositivo automatizado de
controle da taxa de deformação que pudesse assegurar a repetitividade das simulações e, bem
como, da uniformidade da espessura da rebarba, do paralelismo entre as faces do molde, das
condições de atrito interfacial, e de outros parâmetros de influência.
77
4.2 SIMULAÇÕES COM SIMUFACT.FORMING 8.1
Nas simulações numérico-computacionais foi possível obter, para cada geratriz e
inclusive para a pré-forma, resultados com relação à quantidade de rebarba, força e energia do
processo, conforme explicitado a seguir.
4.2.1 Quantidade de rebarba
Com relação à quantidade de rebarba foram obtidos valores nos cinco pontos de
verificação das geratrizes de seção circular, hexagonal, quadrada, além da pré-forma, sendo estes
valores apresentados nas tabelas 4.4, 4.5, 4.6 e 4.7, respectivamente.
Tabela 4.4 – Largura da rebarba das simulações via software – geratriz com seção circular.
Foto b
P1
[mm]
b
P2
[mm]
b
P3
[mm]
b
P4
[mm]
b
P5
[mm]
9,25 6,30 9,25 6,39 9,50
9,37 6,54 9,12 6,46 9,50
9,37 6,29 8,87 6,46 9,75
9,63 6,26 9,12 6,65 9,37
1
9,37 6,36 8,87 6,46 9,50
P
b
[mm]
9,40 6,35 9,05 6,48 9,52
bP
S [mm]
0,14 0,11 0,17 0,10 0,14
Com relação aos valores médios de rebarba obtidos na tabela 4.4 é possível verificar
que os pontos de verificação b
P5
, b
P1
e b
P3
alcançaram os maiores valores, 9,52mm, 9,40mm e
9,05mm, respectivamente. Em compensação, os pontos b
P4
e b
P3
apresentaram os menores
valores, 6,48mm e 6,35mm, respectivamente.
Com relação aos desvios padrão nota-se, comparando as tabelas 4.1 e 4.4, uma
amplitude menor dos valores da simulação via software do que aqueles resultados das
simulações em plasticina. Isso, só vem a confirmar o grau de repetitividade das análises via
software, sendo que esta variação possivelmente é resultado da incerteza herdada do sistema de
medição utilizado, ou seja, da medição através do software ImageTool 3.0. Neste caso, o maior
valor de desvio padrão ocorreu junto ao ponto b
P3
com 0,17mm, seguido dos pontos b
P1
e b
P5
com 0,14mm e, na seqüência, os pontos b
P2
e b
P4
com 0,11mm e 0,10mm, respectivamente.
Da mesma maneira que ocorreu com as simulações em plasticina, as simulações via
Simufact.Forming 8.1 da geratriz com seção circular, também foi constatada uma tendência
evidente de concentração de material junto às arestas da peça (pontos b
P1
, b
P3
e b
P5
), em
detrimento aos cantos (pontos b
P2
e b
P4
).
78
Tabela 4.5 – Largura da rebarba das simulações via software – geratriz com seção hexagonal.
Conforme a tabela 4.5, a geratriz com seção hexagonal apresentou a maior largura
média de rebarba junto ao ponto b
P1
com 10,48mm, seguido dos pontos b
P5
, b
P3
, b
P2
, b
P4
,
apresentando respectivamente 9,02mm, 8,34mm, 8,27mm e 7,70mm. É importante destacar que
à exceção do ponto b
P1
, os demais pontos tiveram grandezas com valores razoavelmente
próximos. Logicamente, que se for considerado o desvio padrão dessas grandezas – que por sinal
também apresentou valores semelhantes, não se verifica essa afirmação. Mas, e se comparada
com as simulações em plasticina da mesma geratriz, conforme tabela 4.2, esta premissa se torna
plenamente aceitável.
Sendo assim, e a partir da relação dos desvios padrão apresentados nas tabelas 4.2 e
4.5, nota-se uma amplitude muito menor dos valores de desvio da simulação via software do que
em plasticina, comprovando mais uma vez o grau de repetitividade das simulações, e da
influência da incerteza do processo de medição utilizado. Neste caso, o maior valor de desvio
padrão ocorreu junto ao ponto b
P2
com 0,15mm, seguido dos pontos b
P1
, b
P3
e b
P4
com 0,14mm, e
pelo ponto b
P5
com 0,11mm. Logo, e a partir dos resultados da tabela 4.5, constata-se que a
geratriz com seção hexagonal apresentou uma certa uniformidade na largura da rebarba junto aos
cantos (pontos b
P2
e b
P4
) e na aresta representada pelo ponto b
P3
, e sensível aumento desta
grandeza junto às arestas indicadas pelos pontos de verificação b
P1
e b
P5
.
Tabela 4.6 – Largura da rebarba das simulações via software – geratriz com seção quadrada.
Através da tabela 4.6, é possível verificar que para a geratriz de seção quadrada,
quando simulada via software Simufact.Forming 8.1, a maior largura média de rebarba ocorreu
Foto b
P1
[mm]
b
P2
[mm]
b
P3
[mm]
b
P4
[mm]
b
P5
[mm]
10,45 8,03 8,29 7,83 8,92
10,33 8,29 8,29 7,50 9,05
10,45 8,44 8,41 7,68 9,18
10,71 8,24 8,16 7,83 8,92
1
10,45 8,36 8,54 7,68 9,05
P
b
[mm]
10,48 8,27 8,34 7,70 9,02
bP
S [mm]
0,14 0,15 0,14 0,14 0,11
Foto b
P1
[mm]
b
P2
[mm]
b
P3
[mm]
b
P4
[mm]
b
P5
[mm]
5,88 4,81 8,70 6,96 11,51
6,14 4,58 8,44 6,65 11,64
6,14 5,03 8,70 6,91 11,51
5,88 5,09 8,44 6,78 11,38
1
6,01 4,98 8,83 7,09 11,51
P
b
[mm]
6,01 4,90 8,62 6,88 11,51
bP
S [mm]
0,13 0,21 0,17 0,17 0,09
79
junto ao ponto b
P5
com 11,51mm, seguido dos pontos b
P3
, b
P4
, b
P1
, b
P2
com 8,62mm, 6,88mm,
6,01mm e 4,90mm, respectivamente. Com relação aos desvios padrão apresentados nas tabelas
4.3 e 4.6, nota-se, novamente, uma amplitude muito menor dos valores de desvio da simulação
via software do que em plasticina. Porém, neste caso, o maior valor de desvio padrão ocorreu
junto ao ponto b
P2
com 0,21mm, seguido dos pontos b
P3
e b
P4
com 0,17mm, b
P1
com 0,13mm e
pelo ponto b
P5
com 0,09mm. Essa variação também pode ser atribuída, entre outros fatores, ao
sistema de medição e as condições de atrito estabelecidas (atrito constante, m = 0,3).
Assim, e a partir dos resultados da tabela 4.5, constata-se que a geratriz com seção
quadrada apresentou grande concentração de material nas arestas representadas pelos pontos b
P3
e b
P5
, decaindo os valores de largura junto à aresta do ponto b
P1
e aos cantos b
P2
e b
P4
.
Tabela 4.7 – Largura da rebarba das simulações via software – pré-forma com seção circular.
Analisando a tabela 4.7 nota-se, que para a pré-forma de seção circular, quando simulada
via Simufact.Forming 8.1, a maior largura média de rebarba ocorreu junto ao ponto b
P3
com 9,73mm,
seguido dos pontos b
P5
, b
P4
, b
P2
, b
P1
com 7,48mm, 6,93mm, 6,47mm e 6,46mm, respectivamente.
Neste caso, foi verificada uma certa uniformidade junto aos cantos do grampo de 3/8” em
relação às demais arestas, o que pode indicar que esta pré-forma, juntamente com a geratriz
hexagonal, tende a garantir um melhor preenchimento da cavidade da matriz, do que as outras
geratrizes simuladas.
Com relação aos desvios padrão apresentados na tabela 4.7, o maior valor desta
grandeza ocorreu junto ao ponto b
P4
com 0,19mm, seguido dos pontos b
P1
e b
P5
com 0,16mm, b
P3
com 0,11mm e pelo ponto b
P2
com 0,07mm. A partir das tabelas 4.4, 4.5, 4.6 e 4.7 foi possível
elaborar um gráfico, representado na figura 4.3, com todos os valores médios e os desvios padrão
das larguras de rebarba encontrados, e conforme cada ponto de verificação das geratrizes e da
pré-forma simulada.
Foto b
P1
[mm]
b
P2
[mm]
b
P3
[mm]
b
P4
[mm]
b
P5
[mm]
6,33 6,37 9,75 7,17 7,73
6,71 6,46 9,62 6,90 7,47
6,33 6,57 9,75 6,90 7,35
6,46 6,47 9,63 7,02 7,48
1
6,46 6,46 9,88 6,64 7,35
P
b
[mm]
6,46 6,47 9,73 6,93 7,48
bP
S [mm]
0,16 0,07 0,11 0,19 0,16
80
Figura 4.3 – Gráfico dos valores obtidos de
P
b
em cada ponto de verificação e conforme as
geratrizes analisadas nas simulações numérico-computacionais.
Nota-se, na figura 4.3, que adotando a geratriz de seção circular há maior
probabilidade de rebarbas com baixa largura junto aos cantos, e elevados e semelhantes valores
para as arestas do grampo de 3/8”. Em contrapartida, a geratriz com seção hexagonal e a pré-
forma foram aqueles sólidos que apresentaram maior regularidade na largura de rebarba se
comparadas às demais geratrizes.
Por sua vez, a geratriz quadrada foi aquela que apresentou a menor largura de
rebarba junto à região delimitada pelos pontos b
P1
e b
P2
, que justamente é aquela região frontal
do grampo de 3/8”, onde se concentra o maior raio da peça. Essa constatação, pode ser explicada
em virtude da geratriz quadrada apresentar faces retas, que ao ser posicionada na matriz
modelada em 3D, não permitem a projeção de material sobre o raio de concordância da matriz
inferior, comportamento este que foi constatado em todas as demais geratrizes e, inclusive, na
pré-forma.
4.2.2 Força e energia do processo
Com relação à força e à energia requerida ao forjamento simulado através do
Simufact.Forming 8.1 foram elaborados gráficos representativos dessas grandezas, conforme as
figuras 4.4 e 4.5, respectivamente. É importante salientar que visando propiciar uma correlação
direta com o tipo de geratriz e pré-forma analisadas os gráficos das figuras 4.4 e 4.5 –
apresentados a seguir, também utilizam o mesmo padrão de cores utilizado na análise gráfica das
larguras das rebarbas, já apresentada nas figuras 4.2 e 4.3.
81
Figura 4.4 – Gráficos da força obtida nas simulações via software.
A partir dos gráficos da figura 4.4, com relação à força de forjamento, é possível
notar que a pré-forma obteve o menor valor de força, igual a 306.180N, medido ao final do
processo de deformação (deslocamento = 19mm), seguido da geratriz de seção quadrada com
310.192N, da geratriz com seção circular com 322.366N e, finalmente, pela geratriz com seção
hexagonal com 332.726N. Porém, ficou evidenciado, através dos valores de força obtidos, que o
comportamento dessa grandeza para os diferentes sólidos simulados varia durante o processo, ou
82
seja, apresenta valores diferentes conforme o deslocamento (ação) da matriz superior. Isto, é
verificado, ao serem analisados os valores de força ao longo do deslocamento. Assim, para um
deslocamento de 6mm, a geratriz com seção quadrada foi aquela que apresentou a menor força,
igual a 6.112N, seguido da geratriz com seção circular, com 11.880N, da pré-forma com
18.168N, e da geratriz com seção hexagonal com 18.345N. Agora, para o deslocamento de 8mm,
a geratriz com seção circular foi aquela que apresentou a menor força, igual a 22.082N, seguido
da pré-forma, com 24.701N, da geratriz com seção quadrada com 27.076N, e da geratriz com
seção hexagonal com 30.421N. E, assim por diante, fazendo o mesmo procedimento de análise
para cada deslocamento identificado nos gráficos da figura 4.4, torna-se evidente que a geratriz
de seção circular apresentou os menores resultados de força entre os deslocamentos de 8 a
16mm, do que os demais sólidos.
É importante relembrar que, a partir do desenvolvimento de uma curvatura acentuada
no gráfico de força (que nesse caso ocorreu junto ao deslocamento de 16mm para todos os
sólidos simulados) dá-se início à formação da rebarba. Nesta situação, as condições de atrito são
ainda maiores do que no início da deformação, o que pode ter influenciado no comportamento
das curvas de força ao final da deformação, além da quantidade de material e o comportamento
de seu fluxo ao ser projetado para a bacia da rebarba, resultando na largura da rebarba.
Quanto à energia do processo, esta grandeza possui uma relação direta com a força
utilizada no sistema e com o deslocamento (curso) para a deformação do material. Nesse sentido,
o comportamento das curvas de energia, ilustradas na figura 4.5, se assemelharam às curvas de
força da figura 4.4. Assim, foi verificado que a pré-forma alcançou o menor valor de energia ao
final do processo, igual a 5.930J, seguido da geratriz de seção quadrada com 6.008J, da geratriz
com seção circular com 6.244J e, finalmente, pela geratriz com seção hexagonal com 6.444J.
Novamente, como os valores de força, os valores de energia apresentaram variação
quanto ao seu comportamento ao decorrer do deslocamento. Assim, na faixa de deslocamento
entre 8mm e 16mm a geratriz de seção circular obteve os menores valores de energia se
comparada às demais geratrizes e à pré-forma simulada, conforme expresso na figura 4.5.
Lange, 1994, p.11.39, destaca que “a estimativa ou cálculo das forças de forjamento
em matriz fechada com rebarba podem ser obtidas de diferentes maneiras, ou seja, através de
diversos métodos, todos baseados na determinação dos valores máximos”. Logo, e visando
correlacionar os valores de força e energia obtidos durante as simulações com o
Simufact.Forming 8.1, fez-se um levantamento das metodologias atualmente utilizadas para a
previsão dessas grandezas, considerando forjamento a quente em matriz fechada.
83
Figura 4.5 – Gráficos da energia obtida nas simulações via software.
Nos apêndices C, D e E são apresentados alguns métodos práticos para a estimativa
da força e energia do forjamento (Método das Grandezas Equivalentes, Método de Lange e o
Método de Makelt, respectivamente). Esses métodos são obtidos experimentalmente através de
diagramas e formulações simples, e são amplamente difundidos na indústria de forjados,
principalmente, devido à rapidez de suas respostas e aos poucos recursos necessários tanto em
hardwares e softwares quanto no treinamento de pessoal.
Assim, fez-se uma correlação dos valores encontrados neste trabalho – resultantes
das simulações via Simufact.Forming 8.1, com aqueles obtidos através dos métodos
84
apresentados nos apêndices C, D e E, sendo confeccionada a tabela 4.8. A partir desta tabela, e
comparando os valores de força e energia, não foi possível verificar uma convergência de
valores, principalmente, com relação aos Métodos das Grandezas Equivalentes e de Makelt. O
método que alcançou os valores mais próximos aos obtidos via Simufact.Forming 8.1 foi o
Método de Lange porém, e ainda assim, seus valores foram inferiores.
Tabela 4.8 – Valores de força e energia considerando os diferentes métodos, e o custo das
geratrizes simuladas.
Simufact.
Forming 8.1
Método das
Grandezas
Equivalentes
Método
de Lange
Método
de
Makelt
Custo da
barra de
6m [R$]
Força [N] 322.366 272.085 206.530 1.468.033
Geratriz com
seção circular
Energia [J]
6.244 1.585 4.000 27.893
69,96
Força [N] 332.726 272.085 206.530 1.468.033
Geratriz com
seção hexagonal
Energia [J]
6.444 1.512 4.000 27.893
101,95
Força [N] 310.192 272.085 206.530 1.468.033
Geratriz com
seção quadrada
Energia [J]
6.008 1.768 4.000 27.893
102,77
Força [N] 306.180 272.085 206.530 1.468.033
Pré-forma com
seção circular
Energia [J]
5.930 1.556 4.000 27.893
Logo, e considerando apenas os valores obtidos via Simufact.Forming 8.1, não foi
verificada uma diferença significativa, tanto da força quanto da energia exigida ao forjamento,
que pudesse excluir qualquer um dos sólidos (geratrizes ou pré-forma) da possibilidade de se
tornarem a matéria-prima do grampo de 3/8”. Essa constatação permite que o processo de
fabricação deste grampo possua mais alternativas com relação à matéria-prima básica, não se
limitando a apenas uma geometria. Isso acaba se tornando um diferencial competitivo para as
empresas de forjados, já que aumenta a carteira de fornecedores devido à possibilidade de se
trabalhar com diferentes bitolas de matérias-primas, além de possibilitar maior poder de
negociação, visando o menor custo de matéria prima.
Nesse sentido, e reportando-se a metodologia apresentada neste trabalho – que
almeja a qualidade contínua e a lucratividade das empresas de forjados, foi realizado um
orçamento com as diferentes bitolas das matérias-primas simuladas. Este orçamento está
presente junto ao anexo D, sendo o custo por barra de 6m de cada geratriz transcrito na última
coluna da tabela 4.8. A partir da análise destes custos fica evidente que as barras trefiladas com
seção circular tem custo mais acessível do que aquelas de seção quadrada ou hexagonal
(sextavada), que por sua vez chegam a ser 45% mais caras.
85
4.3 ANÁLISE DA METODOLOGIA APLICADA
Analisando a metodologia proposta ao longo deste trabalho, e com relação às
simulações físicas e numérico-computacionais, verificou-se a importância da otimização dos
parâmetros de influência sobre o processo de forjamento em pró do desenvolvimento de produtos
forjados de qualidade. Principalmente, com relação à redução na quantidade de rebarba
(desperdício), mensuração da força e energia necessária. Essa constatação também pode ser
atribuída à análise numérico-computacional, onde acredita-se haver maior confiabilidade com
relação ao resultados de energia e força do que aqueles obtidos pelos métodos das Grandezas
Equivalentes, de Makelt e de Lange. Vale ressaltar que esta premissa se fundamenta na medida
em que todos os parâmetros de entrada utilizados nas simulações numérico-computacionais
foram avaliados nas etapas de Projeto Informacional e Conceitual, retratando da maneira mais
fiel possível o processo utilizado na fabricação do grampo de 3/8”. Porém, esta constatação ainda
deve ser verificada através de ensaios e medições experimentais, conforme defende a
metodologia de desenvolvimento integrado apresentada.
Mesmo não sendo aplicada todas as etapas da metodologia proposta, devido às
limitações deste trabalho, foi possível reduzir a quantidade de matéria-prima utilizada no grampo
de 3/8”. Pois, até então era utilizada uma geratriz com diâmetro de 22,22mm e comprimento de
52mm, sendo que todas as geratrizes simuladas tinham medidas inferiores a estas. Ou seja, além
de se obter diferentes soluções (alternativas) de fabricação, principalmente, com relação ao tipo
de matéria-prima utilizada para o grampo de 3/8”, também foi possível a redução no consumo de
material.
Durante a aplicação da metodologia ficou evidente o quão importante é ter
informações concretas sobre as relações de custo versus benefícios envolvidos no forjamento, já
que determinadas matérias-primas, adequadas tecnicamente à fabricação de um dado produto,
podem elevar o custo de produção e comprometer a lucratividade da empresa. Logo, o controle e
a otimização do consumo de matéria-prima e seu custo representam significativos diferenciais
para as empresas de forjados, agregando qualidade e versatilidade e, conseqüente, lucratividade.
Assim, e a partir de mais análises e simulações, com diferentes produtos e processos
de forjamento, a metodologia apresentada neste trabalho tende a se consolidar numa ferramenta
de gestão ao desenvolvimento integrado de produtos forjados. Possuindo como embasamento os
parâmetros de fabricação, os objetivos das empresas, a integração dos diferentes conhecimentos
(prático e científico) e a utilização otimizada dos recursos disponíveis à fabricação de peças com
elevada qualidade, superando os desejos e anseios dos clientes.
86
5. CONCLUSÕES
A partir dos resultados obtidos, com a aplicação da metodologia proposta para o
desenvolvimento integrado de produto para forjamento, foi possível retirar algumas conclusões
que atendem aos objetivos deste trabalho, sendo estas descritas a seguir.
Quanto à pesquisa acerca dos principais parâmetros envolvidos na deformação
plástica, no forjamento e no projeto de componentes forjados, este trabalho viabilizou o
desenvolvimento desses temas. Além disso, a análise destes assuntos e sua contextualização
favorecem a metodologia apresentada, já que possibilita a outros profissionais – da área de
conformação e forjamento, elevar seu conhecimento e, bem como, possibilitar maior
discernimento sobre as condições exigidas e atuantes no processo.
Quanto às simulações físicas através de plasticina, e visando a otimização da geratriz
utilizada no grampo de 3/8” com relação à largura da rebarba, foi verificado um comportamento
semelhante em todas as geratrizes simuladas. Onde, preferencialmente, ocorreu um
comprometimento da largura da rebarba junto aos cantos (vértices) do grampo de 3/8”, situação
que também ficou evidenciada nas simulações através do Simufact.Forming 8.1.
A partir das simulações numérico-computacionais verificou-se, ainda, uma largura de
rebarba mais homogênea para a geratriz de seção circular precedida de pré-forma (com
distribuição de massa) do que para as demais geratrizes que foram simuladas sem previsão de
pré-forma. Este comportamento pode ser atribuído, além de outros fatores, às condições de atrito
e à relação entre a geometria da geratriz e a geometria final da peça forjada, evidenciando maior
facilidade de fluxo na matriz, quando se produz uma distribuição prévia de massa. Outra
constatação que se fez, utilizando o Simufact.Forming 8.1 para análise do forjamento, foi com
relação ao comportamento dos valores de força e de energia obtidos em cada geratriz e a pré-
forma simuladas. Os valores apresentaram variação durante o processo de deformação, e
conforme o deslocamento da matriz, resultando nos seguintes valores máximos: 322.366N e
6.244J para a geratriz com seção circular, 332.726N e 6.444J para a geratriz com seção
hexagonal, 310.192N e 6.008J para a geratriz com seção hexagonal e 306.180N e 5.930J para a
pré-forma. A partir da análise dos valores de energia, a utilização das três cavidades da matriz se
torna aceitável, já que multiplicando por três o valor de força obtido pela geratriz com seção
hexagonal – que apresentou o maior valor de força, ainda assim, não se atinge a capacidade da
prensa utilizada na etapa de forjamento. Porém, vale destacar que os valores de força e energia
obtidos via software não apresentaram convergência com os valores obtidos pelos métodos das
Grandezas Equivalente, de Lange e de Makelt, já que estes métodos simplificados não
87
consideram muitos dos fatores de influência atuantes na deformação, como: atrito, fator de
forma, velocidade e tipo de maquinário, etc. Fatores estes, que são considerados pelo software
utilizado nas análises numérico-computacionais.
Por fim, e a partir do custo de fornecimento da matéria-prima de cada geratriz, e aos
resultados obtidos, pode-se prever que a geratriz de seção circular e a pré-forma são
economicamente e tecnicamente mais viáveis do que as geratrizes de seção quadrada ou
hexagonal. Sendo esta premissa fortemente influenciada pela questão custo e com relação à
largura média da rebarba, já que os resultados quanto à força e energia das diferentes geratrizes e
para a pré-forma, se mostraram muito próximos.
88
SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
Analisar através de ensaios reais e instrumentados as diversas condições simuladas
neste trabalho, visando verificar a convergência dos resultados obtidos com relação à força, à
energia e à largura da rebarba do forjamento.
Correlacionar os resultados das simulações realizadas neste trabalho com o grau de
tensões resultantes no material, bem como, do efeito dos parâmetros de influência sobre as
propriedades mecânicas (ex.: dureza, tenacidade, etc.) do material simulado.
Aplicar a mesma metodologia, porém obtendo resultados através de simulações com
o MEF, que também está disponível no Simufact.Forming 8.1.
Utilizar outros softwares de simulação, além do Simufact.Forming 8.1, visando
elaborar um comparativo com os resultados obtidos neste trabalho.
Sugere-se avaliar os efeitos decorrentes da variação de outros parâmetros envolvidos
no processo de forjamento, como: coeficientes de atrito, maquinários, taxas de deformação,
temperaturas, etc.
89
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Souza, E. N., et al., 2008, Otimização do perfil de velocidade de uma prensa
hidráulica de forjamento através de simulação por elementos finitos. Artigo publicado na
revista Tecnologia em Metalurgia e Materiais, São Paulo, v.4, n.3, p. 7-12, jan.-mar.
Stöter, J., 1960, Investigation of the hammer and press forging operations with
special reference to rising. Köln/Opladen, Westdeutscher Verlag.
Virtual Máquinas, 2009, Máquinas novas para forjaria: catálogo Yiyou.
Disponível em: www.virtualmaquinas.com.br/maquinas/novas/forjaria/Catalogo_Yiyou.pdf,
acesso em: 01/10/09.
Wagoner, R. H., Chenot, J. L., 1996, Fundamentals of metal forming. New York,
John Wiley and Sons, 385 p.
Weisheimer, G. K., et al., 2005, Simulação do forjamento a frio de cruzeta de
pequeno porte utilizando os aços ABNT 1020 e 16MnCr5. Artigo apresentado no VI Encontro
de Iniciação Científica – Labor. de Fenômenos de Superfície, 18-19 de abril de 2005, p. 15-18.
Zdilla, J., Poole, D., 2009, Uma visão mais próxima dos lubrificantes para
forjamento. Revista Forge, ed. 1, jan., p. 12-16.
95
APÊNDICE A – DESENHO DO GRAMPO DE 3/8”.
96
APÊNDICE B – ÁREA DE TRABALHO DO SOFTWARE IMAGETOOL 3.0.
97
APÊNDICE C – CÁLCULO DA FORÇA E ENERGIA DE FORJAMENTO PELO
MÉTODO DAS GRANDEZAS EQUIVALENTES.
A metodologia das grandezas equivalentes para o cálculo da força e energia de
forjamento é um método que não considera condições de atrito, complexidade de forma da peça
que se deseja produzir, tipo de máquina, etc. Possui formulações simples, porém seus resultados
apresentam baixa confiabilidade, servindo apenas como uma aproximação quando não se
possuem métodos mais confiáveis e/ou resultados obtidos por simulações ou ensaios.
Através desta metodologia é possível de obter, além da força e energia, a taxa de
deformação do processo. Porém, é necessário destacar que esta metodologia utiliza a tensão de
escoamento em forjamento a quente “
ef
”, que considera a temperatura de forjamento e a taxa
de deformação, parâmetros que podem ser encontrados no trabalho de Lange, 1994, p. 11.19. A
seguir, é detalhado este método para cada geratriz e para a pré-forma analisada neste trabalho.
C.1 – Para a geratriz com seção circular:
Parâmetros utilizados:
R
i-com
= 10,47mm; A
seção-com
= 344,38 mm
2
;
Comprimento = 44,27mm; V
G
= 15.245,70 mm
3
;
Ap* = 3.401,06mm
2
; Material = ABNT/SAE/AISI 1020;
σ
ef
= 80MPa = 80N/mm
2
; Velocidade da prensa “V
prensa
” = 450mm/s;
Forjamento a quente: σ
ef
= constante durante o processo.
C.2 – Para a geratriz com seção hexagonal:
Parâmetros utilizados:
H
i-com
= 20,64mm; Raio da circunferência circunscrita “R
cir
” = 11,915mm;
A
seção-com
= 369,15 mm
2
; Comprimento = 41,30mm;
V
G
= 15.245,90 mm
3
; Ap* = 3.401,06mm
2
;
2
01,927
27,44)47,10.(2
).(2)º1
mmA
A
oComprimentRA
G
G
comiG
30,1
01,927
06,401.3
ln
*
ln)2
eq
eq
G
eq
A
Ap
1
3,1
86,5
)47,10(2
450
)(2
)3
s
e
e
R
V
eq
eq
comi
prensa
eq
eq
JNmmEnergia
Energia
VEnergia
eq
f
eG
585.1553.585.1
30,1)80(70,245.15
)()5
NForça
Força
ApForça
ef
085.272
)80(06,401.3
)(*)4
98
σ
ef
= 80MPa = 80N/mm
2
; Material = ABNT/SAE/AISI 1020;
V
prensa
= 450mm/s; Forjamento a quente: σ
ef
= constante durante o processo.
C.3 – Para a geratriz com seção quadrada:
Parâmetros utilizados:
L
i-com
= 19,05mm; A
seção-com
= 362,90 mm
2
;
Comprimento = 42,01mm; V
G
= 15.245,43 mm
3
;
Ap* = 3.401,06mm
2
; Material = ABNT/SAE/AISI 1020;
σ
ef
= 80MPa = 80N/mm
2
; V
prensa
= 450mm/s;
Forjamento a quente: σ
ef
= constante durante o processo.
C.4 – Para a pré-forma com seção circular:
Parâmetros utilizados:
Raio máximo da seção “R
i-máx “
= 19,05mm (obtido através do SolidWorks 2009);
A
seção-com
= variável; Comprimento = 48mm;
V
G
= 15.317,90 mm
3
(obtido através do SolidWorks 2009);
Ap* = 3.401,06mm
2
; Material = ABNT/SAE/AISI 1020;
σ
ef
= 80MPa = 80N/mm
2
; V
prensa
= 450mm/s;
Forjamento a quente: σ
ef
= constante durante o processo.
2
18,984
30,41)915,11.(2
).(2)1
mmA
A
oComprimentRA
G
G
cirG
24,1
18,984
06,401.3
ln
*
ln)2
eq
eq
G
eq
A
Ap
1
24,1
31,6
64,20
450
)3
s
e
e
H
V
eq
eq
comi
prensa
eq
eq
JNmmEnergia
Energia
VEnergia
eq
f
eG
512.1393.512.1
24,1)80(90,245.15
)()5
2
30,800
01,42)05,19(
)1
mmA
A
oComprimentLA
G
G
comiG
45,1
30,800
06,401.3
ln
*
ln)2
eq
eq
G
eq
A
Ap
1
45,1
54,5
05,19
450
)3
s
e
e
L
V
eq
eq
comi
prensa
eq
eq
JNmmEnergia
Energia
VEnergia
eqefG
768.1470.768.1
45,1)80(43,245.15
)()5
NForça
Força
ApForça
ef
085.272
)80(06,401.3
)(*)4
NForça
Força
ApForça
ef
085.272
)80(06,401.3
)(*)4
99
)2009__(
75,954)1
2
SolidWorksviaObtido
mmA
G
27,1
75,954
06,401.3
ln
*
ln)2
eq
eq
G
eq
A
Ap
1
27,1
04,5
)525,12(2
450
)(2
)3
s
e
e
R
V
eq
eq
máxi
prensa
eq
eq
NForça
Força
ApForça
f
e
085.272
)80(06,401.3
)(*)4
JNmmEnergia
Energia
VEnergia
eq
f
eG
556.1299.556.1
27,1)80(90,317.15
)()5
100
APÊNDICE D – CÁLCULO DA FORÇA E ENERGIA DE FORJAMENTO PELO
MÉTODO DE LANGE.
Lange, 1994, p. 11.43, apresenta um diagrama para a previsão da energia e da força
para um processo de forjamento em matriz fechada com rebarba, que pode ser aplicado para
materiais de baixo carbono e aços de baixa liga. Neste diagrama, que está representado abaixo, a
energia resultante do processo é obtida através de considerações acerca do processo, como:
temperatura de forjamento do material, tensão de escoamento em forjamento a quente, relação da
área inicial da geratriz ou pré-forma com a área final projetada com a rebarba, além do volume
de material. Posteriormente, a força pode ser obtida considerando-se o curso utilizado para a
deformação.
Da mesma forma que a metodologia das grandezas equivalentes, o diagrama de
Lange deve ser utilizado como uma aproximação quando não se possuem métodos mais
confiáveis e/ou resultados obtidos por simulações ou ensaios. Já que, neste diagrama, não são
utilizados parâmetros com relação às condições de atrito, complexidade de forma, tipo de
máquina, taxa de deformação, etc. Isto acarreta, em muitos casos, valores idênticos de força e
energia mesmo que as condições iniciais de forma e atrito das peças sejam diferentes.
D.1 – Diagrama de Lange
101
D.2 – Obtenção da força e energia necessária ao forjamento do grampo de 3/8” através do
diagrama de Lange:
Parâmetros
Geratriz com
seção circular
Geratriz com
seção hexagonal
Geratriz com
seção quadrada
Pré-forma com
seção circular
A
G
[mm
2
] 927,01 984,18 800,30 954,75
A
P
* [mm
2
] 3.401,06 3.401,06 3.401,06 3.401,06
A
P
*/A
G
3,67 3,45 4,25 3,56
V
G
[mm
3
] 15.245,70 15.245,90 15.245,43 15.317,90
Energia [J] ≈ 4.000 ≈ 4.000 ≈ 5.000 ≈ 4.000
Curso para deformação [m] 0,019 0,019 0,019 0,019
Força [N] ≈ 206.530 ≈ 206.530 ≈ 258.160 ≈ 206.530
102
APÊNDICE E – CÁLCULO DA FORÇA E ENERGIA DE FORJAMENTO PELO
MÉTODO DE MAKELT.
O método de Makelt é apresentado no trabalho de Billigmann e Feldmann, 1979, e
também citado por Grüning, 1973, sendo um método baseado num diagrama com seis quadros,
visando à previsão aproximada da força e energia ao final do processo de forjamento. Ao
contrário das metodologias das grandezas equivalentes e de Lange, o diagrama de Makelt faz
considerações a respeito do maquinário, do rendimento do processo, da forma final da peça
forjada e da tensão limite de resistência à tração “
B
”. Além, da temperatura de forjamento, da
área projetada e do percurso de forjamento. Através do diagrama de Makelt é possível ainda
obter de maneira analítica todos os parâmetros desejados, já que são conhecidas as equações de
cada quadro do diagrama.
E.1 – Diagrama de Makelt
103
E.2 – Parâmetros e equações utilizadas no diagrama de Makelt:
E.3 – Obtenção da força e energia necessária ao forjamento do grampo de 3/8”:
2
2
18,414
18,414
2
/84,23
/43,2
1070)10(112,0
)10(112,0
/450450
)1
mmNKfs
mmkgfKfs
Kfs
TKfs
mmNMPa
B
2
2
76,0
76,0
/39,67
/87,6
)43,2(5,3
)(5,3
)2
mmNKfd
mmkgfKfd
Kfd
KfsKfd
16,0
8/
8
1
)3
h
mmsb
mmb
mmshg
2
2
02,1
/64,431
/44
)87,6(15,6
)(
02,115,616,0
)
4
mmNKr
mmkgfKr
Kr
KfdaKr
bah
b
NForça
Força
ApKrForça
mmAp
033.468.1
)06,401.3(64,431
*)(
06,401.3*
)5
2
JEnergia
mNEnergia
cursoForçaEnergia
893.27
)019,0(033.468.1
)(
)6
Prensa mecânica rápida
Forjamento em matriz
fechada com rebarba e
bacia (ii)
104
ANEXO A – VALORES TÍPICOS DE ATRITO CONFORME O PROCESSO.
Fonte: [Helman e Cetlin, 1983, p. 46].
Valores de µ para diferentes processos
µ
A – Laminação a frio
Aço ao C – cilindro de aço polido – lubrificada
Aço ao C – cilindro de aço polido – imersão – boa lubrificação
Aço ao C – cilindro rugoso (“sand blast”)
Al, Cu e Pb – cilindro de aço polido
Al, Cu e Pb – cilindro rugoso
0,04 a 0,05
0,05 a 0,10
0,30
0,10
0,40
A’ – Laminação a quente
Aço ao C – cilindro de aço – 400 a 900°C
Aço ao C – cilindro de aço – 1000°C
Aço ao C – cilindro de aço – 1100°C
Aço ao C – cilindro fundido (aprox. 50% maior)
Alumínio – cilindro de aço – 375°C
Cobre – cilindro de aço – 750°C
Níquel e chumbo – cilindro de aço – 90 e 180°C
Bismuto e cádmio – cilindro de aço – 150 e 180°C
Estanho e zinco – cilindro de aço – 100 e 110°C
0,40
0,30
0,20
0,54
0,35
0,32
0,25
0,17
B – Trefilação
Aço ao C – matriz CW – diferentes lubrificantes
Cobre – matriz CW – lubrificação forçada de óleo
Latão – matriz de aço – lubrificação forçada de óleo
Cobre e inox – matriz CW – cera
Cobre e inox – matriz CW – azeites minerais
0,03 a 0,06
0,06
0,10
0,07
0,30
C – Estampagem profunda
Alumínio – lubrificado com sebo
Cobre – lubrificado com óleo sob pressão
Latão – lubrificado com óleo sob pressão
Bronze – lubrificado com óleo sob pressão
0,10
0,15
0,08 a 0,12
0,14
105
ANEXO B – CATÁLOGO COMERCIAL DE BARRAS TREFILADAS.
Fonte: [Gerdau, 2009b].
106
ANEXO C – DADOS DA PRENSA DE FRICÇÃO USADA NO FORJAMENTO.
Fonte: [Prensas Gutmann].
107
ANEXO D – CUSTO DAS BARRAS TREFILADAS PREVISTAS COMO MATÉRIA-
PRIMA DO GRAMPO DE 3/8”.
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